Основы расчета фильтрационных процессов
реклама
И.Н. БЕЛОГЛАЗОВ, В.О. ГОЛУБЕВ ОСНОВЫ РАСЧЕТА ФИЛЬТРАЦИОННЫХ ПРОЦЕССОВ Санкт-Петербург 2002 Белоглазов И.Н., Голубев В.О. Основы расчета фильтрационных процессов. – М.: Издательский дом «Руда и Металлы», 2002. – 210 с., ил. В книге приведена обобщенная математическая модель процессов разделения суспензий фильтрованием, рассматривающая процесс обезвоживания осадка, как с позиций гидродинамики, так и с точки зрения тепломассообмена в зернистом слое. Рассмотрены основные способы интенсификации фильтрационных процессов и их аппаратурная реализация. Книга предназначена для инженерно-технических и научных работников, занимающихся математическим описанием и моделированием процессов разделения суспензий и участвующих в разработке, освоении и эксплуатации фильтровального оборудования. Она может быть полезна для преподавателей, аспирантов и студентов химикотехнологических вузов. © И.Н. Белоглазов, В.О. Голубев, Тихонов О.Н. © Издательский дом «Руда и Металлы» 1 ОГЛАВЛЕНИЕ Предисловие................................................................................ Введение....................................................................................... Условные обозначения............................................................... Глава 1. Теоретические основы процессов фильтрования..... 1. Классификация суспензий и осадков. Виды влаги......... 2. Определения физических свойств суспензий и осадков 3. Определение физических свойств газов и их смесей..... 4. Гидродинамические характеристики процессов фильтрования..................................................................... 5. Тепломассообменные процессы в зернистом слое......... 6. Общая теория фильтрования............................................ 7. Фильтрование с образованием несжимаемого осадка... 8. Фильтрование с образованием сжимаемого осадка....... 9. Фильтрование с закупориванием пор фильтрующей перегородки ....................................................................... 10. Промывка осадков на фильтрах....................................... 11. Конвективная сушка осадка на фильтрах........................ Глава 2. Интенсификация процессов фильтрования............... 12. Общие сведения об интенсификации............................... 13. Физико-химические методы интенсификации................ 14. Физические и физико-механические методы интенсификации............................................................................... 2 5 7 8 24 25 34 49 62 71 81 88 97 105 116 128 151 152 156 163 ПРЕДИСЛОВИЕ Современный этап развития промышленности характерен беспрестанной гонкой за интенсификацией производства, укрупнением машин и механизмов, поиском новых технологий и в первую очередь это относится к таким отраслям, как обогатительная и химическая промышленность, металлургия и ряд других отраслей и производств, состояние которых во многом определяет уровень хозяйственного благополучия России. Не стоит забывать и об экологическом риске, возникающем в связи с их развитием. В тоже время, одним из основных технологических процессов, определяющих эффективность гидрометаллургических схем предприятий цветной металлургии, химической и обогатительной промышленностей и ряда других является, процесс фильтрации технологических пульп и сбросных растворов (или шламов), представляющих большую опасность для окружающей среды, прежде всего, вследствие наличия в них химически активных веществ и тяжелых металлов. Утилизация взвешенных частиц, содержащихся в сбрасываемых сточных водах и пульпах, требует постройки шламонакопителей, дорого обходящихся предприятиям, занимающих большие площади и наносящих непоправимый вред окружающей среде, т.к. содержащаяся в пульпах влага проникает в почву и, сливаясь с подземными водами, заражает токсичными веществами большие территории. Сложившаяся ситуация, требует скорейшего создания высокоинтенсивных технологичных фильтров, отвечающих оптимальным условиям производства и оптимизации режимов работы уже используемого оборудования. И то и другое осуществимо только на основе подробных и четких математических моделей и алгоритмов. Последние наиболее серьезные работы по данной тематике дотируются серединой 80-х – началом 90-х годов. Большинство представленных в них математических моделей поверхностны и затрагивают только общие черты процессов 3 фильтрования, промывки и сушки, а, следовательно, не могут быть использованы при проведении расчетов какого-либо конкретного типа оборудования с присущей ему спецификой. Ввиду отсутствия надежных инженерных методов расчета процессов разделения суспензий на практике вынуждены устанавливать эмпирически не только отдельные параметры процесса, но и саму возможность разделения той или иной пульпы на том или ином типе оборудования. И, наконец, в современной технической литературе практически не уделяется внимания вопросам организации систем автоматизированного контроля над ходом работы и управления фильтровальными установками, что недопустимо в сферу глобальных автоматизации и информатизации. Все перечисленные недостатки авторы попытались учесть и по возможности устранить в рамках этой книги. Основная цель данной работы – обобщить существующие математические модели процессов фильтрования суспензии, промывки и сушки осадка, и создать такой алгоритм их расчета, который бы позволил определять основные параметры этих процессов, не прибегая к прямым экспериментам. 4 ВВЕДЕНИЕ Процессы разделения суспензий и, в том числе, фильтрование приобрели наибольшее распространение на предприятиях цветной металлургии. Последние отличаются полным циклом переработки природного минерального сырья: от добычи руды, включая последующую концентрацию полезных минералов до выпуска металлов с последующей обработкой их и попутным производством различных солей, кислот, минеральных удобрений и т.п. Разнообразие перерабатываемого сырья, сложность и многостадийность производственных процессов обусловливают большой выход сточных вод, высокую степень их загрязненности. Вместе с тем, требования к качеству сточных и оборотных вод постоянно возрастают, что влечет за собой увеличение роли процессов разделения суспензий. Следует отметить, что даже на однотипных производствах (например, на медеплавильных заводах или ни обогатительных фабриках, перерабатывающих медные руды) количество образующихся сточных вод на единицу выпускаемой продукции, номенклатура и концентрация загрязняющих примесей могут быть весьма различными. Это создает определенные затруднения в разработке схем очистки сточных и кондиционирования оборотных вод, строительстве и эксплуатации очистных сооружений. Еще больше различаются по водоемкости технологических процессов предприятия различных подотраслей цветной металлургии (табл. В.1) [1, 2]. Основные доли в общую картину загрязнения вод вносятся рудниками, обогатительными фабриками, а также алюминиевыми, никелевыми, медеплавильными и свинцовоцинковыми заводами [3]. Под рудничными водами в цветной металлургии понимаются сточные воды рудников, включая водопритоки. В зависимости от способа отработки, месторождений рудничные воды подразделяются на шахтные и карьерные. Из них очистке могут быть подвергнуты только промышленные 5 сточные воды (вода от бурения, мокрого обеспыливания, охлаждения компрессоров и т.д.), составляющие около 14 % от общего объема рудничных вод. Из-за удаленности рудников от промышленных объектов и крупных населенных пунктов, рудничные воды используются мало и обычно без очистки сбрасываются в водные объекты или на рельеф [4, 5]. Таблица В.1 Водопотребление и водоотведение металлургических заводов Подотрасль Алюминиевая Вольфрамомолибденовая Медная Никель-кобальтовая Обработка цветных металлов Оловянная Редкометаллическая Свинцово-цинковая Сурьмяно-ртутная Титано-магниевая Потребление воды, млн. м3/год обоповтор сверотвтор- всего жей ной ной 362 1243 47 1652 Сброс воды, млн. м3/год 289 66 86 3 101 64 101 202 254 998 25 70 380 1270 72 165 46 77 3 126 42 2 8 121 2 41 29 78 241 16 83 37 1 20 31 86 399 19 144 1,1 4,4 70 1,6 46 Наносимое этими водами загрязнение нельзя недооценивать. Общими загрязняющими примесями всех шахтных вод являются грубодисперсные примеси (ГДП) и нефтепродукты. Вдобавок, почти все шахтные воды имеют микробное заражение. В остальном характер загрязненности определяется составом добываемой руды. Так, на медных рудниках Урала шахтные воды имеют кислую реакцию (рН = 2 - 4), загрязнены в больших концентрациях серной кислотой, ионами меди, цинка, железа и др. Следует отметить, что на большинстве указанных рудников из шахтных вод методом цементации на железной стружке 6 медь извлекается и утилизируется, однако метод весьма примитивен и извлечение меди недостаточно высокое. После цементации шахтные воды нейтрализуются известью, а вся оставшаяся медь и огромное количество цинка теряются с осадками. На рудниках, добывающих полиметаллические руды, рудничные воды загрязнены медью, свинцом, цинком в недопустимых для сброса концентрациях; на никелькобальтовых рудниках – никелем, кобальтом, мышьяком; на вольфрамо-молибденовых и сурьмяно-ртутных – мышьяком, сурьмой, ртутью, молибденом, фтором, медью, свинцом, цинком, железом. До недавнего времени самыми чистыми считались рудничные воды алюминиевой подотрасли, относимые к категории «условно чистые». Однако в связи с повышением требования к сбросу сточных вод в объекты рыбохозяйственного значения по основным ионам (сульфаты, хлориды, кальций, магний и т.п.) возникла необходимость в глубокой очистке и этих рудничных вод. Обогатительные фабрики цветной металлургии только по типу перерабатываемых руд подразделяют на несколько групп, определяющих выход и характер загрязненности образующихся сточных вод. По сравнению с металлургическими заводами на обогатительных фабриках значительно меньше сточных вод используется в оборотном водоснабжении (на заводах 83 %, на фабриках 72 % от общего водопотребления), а следовательно, больше сбрасывается в водные объекты. На обогатительных фабриках практически отсутствуют условно чистые сточные воды, что приводит к росту экологического риска для водотоков и водоемов. Организованный сброс сточных вод на обогатительных фабриках в среднем достигает 27,8 % от общего водопотребления. Однако имеется еще и так называемый неорганизованный сброс, составляющий 17 % от общего водопотребления [6, 7]. Это – потери воды на фабриках (сумма безвозвратного водопотребления и безвозвратных потерь воды). Источником безвозвратных потерь воды являются .хвостохранилища обогатительных фабрик, куда направля7 ются все твердые (остатки руды после обогащения) и жидкие (загрязненная вода) отходы производства. Помимо испарения воды с поверхности отстойных прудов, имеет место дренаж сточных вод через ложа хвостохранилищ. Таблица В.2 Загрязненность водных отходов обогатительных фабрик, мг/л ВольфраЗагрязняющие момолибденовые и Медные примеси сурьмянортутные Сухой остаток 2000-13000 2600-3800 Ионы: кальция 160-200 160-950 железа 0,3-1,4 0,2-0,3 магния 26-60 меди 0-50 0-0,2 никеля свинца 0,4-17,0 сульфатов 250-5900 400-4500 сульфидов 0-1000 0-5 хлоридов 140-740 200-550 цинка 0,3-1,0 0,09-10,0 ГДП 30-12600 80-1300 Ксантогенаты 0-0,04 0,5-24 Молибден Сл.-740 Мышьяк 0,1-6,0 0-0,05 Нефтепродукты 0-33,0 0,03-5,0 Сурьма 0,1-25,0 Фенолы 0,1-7,0 0-7,0 Цианиды и ро0-0,80 даниды Полиметаллические Никелькобальтовые 460-5400 360-2000 16-230 5-30 0,3-10 0,2-0,8 40-1500 5-170 0,3-1800 30-200 0-0,1 0-9 - 10-140 0,07-13,0 3-40 0,02- 1,80 0,02-0,13 20-400 10-300 20-350 - 0-30,0 0-21,0 Наибольшее количество сточных вод сбрасывается обогатительными фабриками, перерабатывающими полиметаллические руды: 32,3 % от сточных вод всех обогатительных фабрик. Их стоки являются одновременно и самыми грязными. Данные о загрязненности сточных вод некоторых обога8 тительных фабрик до их поступления на очистные сооружения приведены в табл. В.2. Обогатительные фабрики, перерабатывающие вольфрамо-молибденовое и сурьмяно-ртутное сырье, используют в оборотном водоснабжении всего лишь 19,8 % образующихся сточных вод. Остальные (68,1 %) сбрасываются после очистки, в течение которой теряется еще около 12,1 %. Обогатительные фабрики, перерабатывающие медные руды, сбрасывают сравнительно небольшое количество сточных вод (14,7 % от общего сброса фабрик), при этом используют в обороте около 64 % сточных вод. Однако загрязненность сточных вод ксантогенатами, фенолами и цинком выше, чем вольфрамо-молибденовых обогатительных фабрик. Наибольшее количество сточных вод сбрасывают полиметаллические обогатительные фабрики: 32,3 % от сброса всех фабрик или 68,4 % от водопотребления полиметаллических. При этом водооборот составляет лишь 14 % от общего водопотребления, а неорганизованный сброс сточных вод 17,6 %. На оловянных обогатительных фабриках водооборот достигает 87,2 %, сброс организованный 1,6 %, неорганизованный 11,2 %; загрязненность сточных вод невысока. Однако доля указанных фабрик мала (по общему водопотреблению 5,9 %, по сбросу сточных вод 0,3 %) и не влияет на состояние водных объектов в районах деятельности обогатительных фабрик цветной металлургии. Сточные воды алюминиевого производства не содержат специфических загрязнений (иногда лишь следы масел) и широко используются в оборотном водоснабжении. Вода, расходуемая в конденсаторах и кристаллизаторах содопродуктов, для мокрой очистки газов в скрубберах и электрофильтрах, для мытья аппаратуры, обесшламливания и смыва полов, гидротранспорта шламов, загрязняется ГДП и щелочами. Сбросные воды от производстве криолита помимо них загрязнены также фтором, содержание которого достигает 20 мг/л. Электролитическое получение алюминия на алюминиевых заводах с потреблением воды непосредственно не связа9 Железо Сухой остаток Хлор-ион Медь Рафинировочные цехи: флотация металлургия Электролизные цехи Карбонильные цехи: гидрометаллургия шламовые участки Плавильные цехи Солевые сточные воды Никель Цехи, переделы Сульфатион но. Вода расходуется на охлаждение печей, производящих анодную массу, кристаллизаторов литейных машин, кремниевых выпрямителей тока, компрессоров, насосов и другого оборудования. Сточные воды мокрых газоочисток загрязнены щелочами и в значительной степени фторсолями. Сравнительно небольшое количество сточных вод образуется при регенерации криолита, однако загрязненность их довольно высокая (фтор 2-5 мг/л, грубодисперсные примеси – 1500 мг/л). В основном же сточные воды образуются за счет переливов на градирнях (содержание нефтепродуктов до 20 мг/л). Сточные воды алюминиевой подотрасли, несмотря на сравнительно большой их выход, представляют меньшую опасность, чем сточные воды других подотраслей [8]. Таблица В.3 Состав сточных вод никель-кобальтового производства, мг/л 1,2 0,7 0,5 0,7 0,1 0,2 1,1 1,0 0,9 700 300 77 24000 12200 3000 55 5,7 1,5 - 1,2 0,4 230 0,3 27800 5200 5,9 71000 27200 22,2 100 23900 50000 - Никелевые заводы перерабатывают медно-никелевое и медно-никель-кобальтовое сырье. Никель-кобальтовое производство относится к водоемким и общий расход воды на заводах составляет около 1300 млн.м3/ год. В основном вода расходуется на охлаждение, флотационное разделение никелевого и медного концентратов, рафинирование получаемых 10 Свинец Мышьяк Сухой остаток ГДП Газоочистки Медеплавильный Промывные воды травильного Редкометаллический Сернокислотный Травильный Шламовый Электролитный Цинк Цех Медь продуктов, электролиз, гидрометаллургию, производство серной кислоты, очистку отходящих газов, грануляцию шлаков. Загрязненность сточных вод по переделам приведена в табл. В.3. Медная подотрасль потребляет воды до 400 млн.м3/год со сбросом 72 млн.м3 образующихся сточных вод, из них 7075 % условно чистых. Как и в других подотраслях, это в основном сточные воды охлаждения печей, подшипников тягодутьевых машин, шиберов, напыльников конверторов, компрессоров, разливочных машин и т.п. Загрязненные сточные воды медеплавильных заводов образуются в электролитных цехах (кислые), редкометаллических, сернокислотных, газоочистках. Загрязненными являются продувочные воды оборотных систем, смывы аппаратуры и полов. Таблица В.4 Компоненты стоков медеплавильных заводов, мг/л 310 0,3 660 0,1 15 Сл. 144 - 4100 1720 21 960 700 29 - 7400 - 40 75 72 520 850 400 29 1,3 21 5,5 2,4 134 130 28 120 7800 3550 3270 31 Кроме производства серной кислоты и сопутствующих металлов (благородных и редких), на медеплавильных комбинатах налажено производство солей (цинкового купороса, сульфата натрия), хлора и соляной кислоты, элементарной серы, ванадиевой контактной массы (для сернокислотных цехов), ксантогената (для обогатительных фабрик), суперфосфата и т.д. Естественно, что номенклатура и концентрация 11 загрязняющих примесей сточных вод заводов по этой причине весьма разнообразны. Наибольший выход сточных вод имеет место в металлургическом производстве (приблизительно 41 %) и в сернокислотных цехах (около 36 %). В табл. В.4 приведены примеры загрязнения сточных вод медеплавильного производства по цехам и переделам. На свинцовых производствах в качестве сырья используются свинцовые концентраты обогатительных фабрик, богатые свинцовые руды, свинецсодержащие отходы цинкового производства. Загрязненные сточные воды образуются в агломерационных, плавильных цехах и особенно при грануляции шлака (табл. В.5). Таблица В.5 Содержание вредных веществ в стоках свинцовоцинковых производств, мг/л ГДП (взвесь) Железо Кадмий Медь Мышьяк Свинец Сульфат-ионы Сухой остаток Цинк 1650 14,5 3,9 1200 1559 2914 900 143 3,8 0,2 0,1 0,6 4309 9440 0,5 20 5 230 191 250 0,2 0,2 80 0,6 2251 20509 0,7 производство H2SO4 переработка пылей химикометаллургический грануляция шлака Примесь обжиг Передел 1645 2200 34 179 6 3 1296 2430 937 В водные объекты сбрасывается примерно 70 млн.м3/год сточных вод, значительная часть которых отнесена к категории условно чистых. Фактически эти воды следует отнести к категории менее загрязненных, сброс которых без очистки должен быть прекращен. Загрязненность сточных вод свинцово-цинкового производства определяется характером перерабатываемого сырья, принятой технологией производства на 12 каждом заводе, системой возврата в технологические переделы жидких (водных) отходов других переделов. Самыми загрязненными по содержанию ионов меди, кадмия и железа на свинцовых заводах являются сточные воды сернокислотного производства, особенно так называемая промывная серная кислота. В цинковом производстве перерабатываются цинковые концентраты обогатительных фабрик, возгоны от переработки шлаков шахтной плавки и цинковых кеков, пыли металлургических переделов свинцового и медного производства. На цинковых заводах в значительной степени загрязняются сточные воды, образующиеся при гашении клинкера в вельцпечах, а также при смыве полов и обмыве аппаратуры, клинкера в вельцпечах, а также при смыве полов и обмыве аппаратуры, грануляции шлака. 13 УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ (по разделам) 1. Классификация суспензий и осадков. Виды влаги F – сила поверхностного натяжения жидкости, Н; F(p) – сила, воздействующая на осадок и фильтрующую перегородку и вызываемая перепадом давлений, Н; hiср – средняя высота капли, м; hк – высота капилляра (столба жидкости в капилляре), м; g – ускорение свободного падения, м/с2; mж – масса жидкости, содержащейся в осадке, кг; rк – радиус капилляра, м; ж – плотность дисперсионной среды (жидкости), кг/м3; p – давление фильтрования, т.е. перепад давлений на внешней границе осадка и за фильтрующей перегородкой, Па; – поверхностное натяжение жидкости, Н/м; – краевой угол смачивания, градусов. 2. Определение физических свойств суспензий и осадков aм – массовая концентрация дисперсной фазы в суспензии, %; aо – объемная концентрация дисперсионной фазы в суспензии, %; сi – коэффициенты, зависящие от объемной доли дисперсной фазы в суспензии; dmax – эквивалентный диаметр самой крупной в смеси частицы, м; dп – линейный диаметр пор, м; dф – средний диаметр фракции, м м; dч – линейный диаметр твердых частиц, м; d чэ – эквивалентный диаметр частицы, м; d чs – седиментационный диаметр частицы, м; ср d ч – средний диаметр частицы, м; 14 dч.min – размер самой мелкой частицы смеси, м; dэ – эквивалентный гидравлический диаметр пор, образованных частицами сферической формы, м; d э – эквивалентный гидравлический диаметр пор, образованных частицами неправильной формы, м; dя1 и dя2 – линейные размеры отверстий сит, м; Dсв – средневзвешенный диаметр частиц материала, м; Dср – средний диаметр частиц материала, м; fпор – удельная поверхность пор, м-1; fут – удельная поверхность твердых частиц, м-1; Fт – суммарная поверхность твердых частиц, м2; ic – число степеней свободы молекулы в слое; l - линейный размер, м; m – масса зерна, кг; ms – масса твердого тела в зерне, кг; н – масса насыщенного водой осадка, кг; mос c – масса сухого осадка, кг; mос mч – масса твердой частицы, кг; Мж – молекулярная масса жидкости, г/моль; n - число частиц в единице объема слоя, м-3; n – постоянная, характеризующая отношение в смеси крупных и мелких фракций; R – универсальная газовая постоянная, Дж/(мольК); s – номер фракции; S – насыщенность осадка жидкостью; Sm – площадь, занимаемая молекулой вещества, находящегося в поверхностном слое, м2; Sсв – связанная насыщенность осадка; Sэф – эффективная насыщенность осадка жидкостью; tкр – критическая температура, К; tкр.см – псевдокритическая температура смеси, К; tоп – температура опыта, К; V – общий объем частицы, м3; V0 – общий объем пустот внутри частицы агломерата, м3; Vs – объем твердого тела в частице, м3; 15 Vж – объем жидкости, м3; Vос – общий объем осадка, м3; Vпор – объем пор осадка, м3; Vт – объем твердых частиц осадка, м3; – относительное влагосодержание осадка по массе, т.е. wм масса жидкости, приходящаяся на единицу массы абсолютно сухого осадка, %; ws – скорость седиментации (оседания) частицы, м/с; wv – относительное влагосодержание осадка по объему, т.е. объем жидкости, приходящийся на единицу объема абсолютно сухого осадка, %; Wv – абсолютное влагосодержание осадка по объему, т.е. объем жидкости, приходящийся на единицу объема влажного осадка, %; Wм – абсолютное влагосодержание осадка по массе, т.е. масса жидкости, приходящаяся на единицу массы влажного осадка, %; We – критерий Вебера, уподобляющий силы поверхностного натяжения и инерции; y – весовая относительная доля частиц, имеющих эквивалентный диаметр меньше некоторой величины dч; xs0 и xs – переменный радиус кривизны или расстояние от центра в момент начала и окончания анализа крупности соответственно; Xi - относительное содержание компонента в смеси; zс – число степеней свободы молекулы газа (пара); – объемная плотность зерна, кг/м3; с – плотность смеси твердой и жидкой фаз, кг/м3; т – плотность дисперсной фазы , кг/м3; ос – объемная плотность осадка, кг/м3; ц – время оседания частицы, с; с – динамический коэффициент вязкости суспензии, Пас; c и с - относительные вязкости суспензий; см – относительная вязкость смеси из двух суспензий; ж – динамический коэффициент вязкости сплошной фазы, Пас; 16 ж – кинематический коэффициент вязкости жидкости, м/с; с – кинематический коэффициент вязкости суспензии, м/с; ч – кинематический коэффициент вязкости суспензии при движении в ней одной сферической частицы, м/с; – фактор формы частицы, равный отношению площади поверхности частицы к площади поверхности сферы равного объема; – пористость (величина порозности) осадка, т.е. отношение объема пустот в структуре осадка к его общему объему; ц – угловая скорость вращения центрифуги, рад/с; – выход фракции по результатам ситового анализа, %; сум – суммарный выход фракций при ситовом анализе, %; - показатель порозности, = /(1-); - отношение эквивалентных диаметров двух зерен различной крупности mi – молярные концентрации компонентов в смеси; ж – коэффициент теплопроводности жидкости, Вт/(мК); сp – теплопроводность жидкости, Дж/(кгК); ж - удельный вес жидкости, кг/м3; В – постоянная, зависящая от степени ассоциации жидкости; i – энтальпия, Дж/кг; - угол между линиями, соединяющими центры соседних шаров; 1 и 2 – показатели порозности для слоев, образованных частицами различной крупности; xi – объемные доли частиц в общей смеси; ki – эмпирические коэффициенты, используемые для вычисления порозности слоев засыпки. 3. Определение физических свойств газов и их смесей г – коэффициент теплопроводности газа, Вт/(мК); сpг – удельная теплоемкость газа при постоянном давлении, Дж/(кгК); г – плотность газа при данных рг и tг, кг/м3; 17 г – динамический коэффициент вязкости газа при данной температуре tг и нормальном атмосферном давлении, Пас; г – динамический коэффициент вязкости газа при данных температуре tг и давлении рг, Пас tг – температура газа, К; pг – давление газа, Па; см – плотность газовой смеси, кг/м3; 0 – плотность газа при нормальных условиях, кг/м3; p0 – давление газа при температуре 0 С, Па; t0 – температура, численно равная 273,15 С; i – плотности компонентов газовой смеси, кг/м3; vi – объемные доли компонентов газовой смеси; – коэффициент сжимаемости газа, м3/м3; i – коэффициенты сжимаемости компонентов смеси, м3/м3; Mс.г. – молекулярная масса сухого газа, кг/моль; Mп – молекулярная масса пара, кг/моль; p0 – полное давление в системе газ – пар, Па; п – плотность пара, кг/м3; г – относительная влажность газа, %; pн.п. – давление насыщенного пара, Па; xг – влагосодержание осадка, кг/кг; 0 – динамический коэффициент вязкости газа при нормальных условиях, Пас; Сс – постоянная Сатерленда; a , b , А , aг, kг, m, n, В2, n2, S – эмпирические величины, характеризующие газ; aсм и nсм – эмпирические величины, характеризующие газовую смесь; ptг – термическое давление, Па; R – универсальная газовая постоянная, равная 8,31 Дж/(мольК); V – объем газовой среды, мл; gi – весовые концентрации компонентов в смеси; mi – молярные доли компонентов в смеси; Mi – молекулярные массы этих компонентов, кг/моль; 18 с рсм – теплоемкость газовой смеси при постоянном давле- нии, Дж/(кгК); с рi – теплоемкости компонентов газовой смеси при постоянном давлении, Дж/(кгК); 0 – теплопроводность газа при температуре 273 K в Дж/(мК); t, p и t - расчетные значения теплопроводностей при данной температуре и давлениях: данном и нормальном атмосферном, Дж/(мК); k c p / cv – показатель адиабаты; Tкип – температура кипения газа, К; H – удельная энтальпия парогазовой смеси, Дж/кг; Нс.г. – удельная энтальпия сухого газа, Дж/кг; Нп – удельная энтальпия пара, Дж/кг; сж – теплоемкость конденсата пара, Дж/(кгК); r0 – удельная теплота парообразования при 0 С, Дж/(кгК); tн – температура насыщения, соответствующая парциальному давлению пара в парогазовой смеси, К; tп – температура перегретого пара, К; rt н – удельная теплота парообразования при температуре насыщения, Дж/кг. 4. Гидродинамические характеристики процессов фильтрования А – коэффициент, зависящий от условий взаимодействия потока и слоя твердых частиц; сл – коэффициент гидравлического сопротивления слоя; hос – высота осадочного слоя, м; U – скорость потока в пересчете на пустое сечение аппарата, м/с; Uп – скорость потока в порах осадка, м/с; 19 Re – гидродинамический критерий Рейнольдса, Re U п d экв / ж ; La – критерий Лагранжа; Eu – критерий Эйлера; Г – геометрический симплекс, Г = hос/dэ; – модифицированный коэффициент сопротивления слоя, сл f (Re m ) ; сл Rem – модифицированный критерий Рейнольдса; - коэффициент, зависящий от режима движения потока и ; служащий для нахождения сл j – показатель степени при Rem, используется для определения модифицированного коэффициента сопротивления слоя; kK – константа Козени; kпр – приведенный коэффициент проницаемости слоя, м2; - относительная шероховатость твердых частиц. 5. Тепломассообменные процессы в зернистом слое Prд - диффузионный критерий Прандтля (Шмидта); Nuд - диффузионное число Нуссельта (Шервуда); А – функция пористости зернистого слоя; F – коэффициент конвекции близ поверхности частиц, Вт/(м2К); г – коэффициент теплопроводности газа (воздуха), Вт/(мК); г – кинематический коэффициент вязкости газа, м/с; см – средняя порозность смеси частиц; м - теплопроводность вещества частиц, Вт/(мК); 6. Общая теория фильтрования Q – объемный расход фильтрата, м3/с; H – потери напора в слое, м; hсл – высота слоя грунта, м; Rсл – сопротивление слоя грунта при дренировании, м2с/м3; 20 F – площадь фильтрации, м2; i – гидравлический уклон; V – объем фильтрата, м3; – продолжительность фильтрования, с; R – суммарное сопротивление фильтрованию, Нс/м3; Rос – сопротивление осадка при фильтровании под действием разности давлений, Нс/м3; Rп – сопротивление фильтрующей перегородки, Нс/м3; r – удельное сопротивление осадка, т.е. сопротивление единицы объема осадка высотой 1 м, отложенного на площади 1 м2, Нс/м4; q – удельная производительность фильтра, м3/м2; u – объем осадка, отложившегося на фильтрующей перегородке при прохождении единицы объема фильтрата, м3/м3. 7. Фильтрование с образованием несжимаемого осадка hп – толщина фильтрующей перегородки, м; i – число стандартных фильтров, необходимых для достижения требуемой продолжительности фильтрации; k – константа, комплексно учитывающая физико-химические свойства осадка и фильтрата, Hс/м6; К – константа, учитывающая зависимость физикохимических свойств осадка и фильтрата от давления фильтрования, м4/с; С – объем фильтрата, который проходя через 1 м2 фильтрующей поверхности, образует осадок, с сопротивлением, равным сопротивлению фильтрующей перегородки, м3; 0 продолжительность образования слоя осадка с сопротивлением, равным сопротивлению фильтрующей перегородки, с; rп – удельное сопротивление перегородки, Нс/м4; r0 – удельное сопротивление осадка при p = 1 атм; n – показатель сжимаемости осадка, 0 < n < 1; Куд = К/F – константа К, отнесенная к 1 м2 фильтрующей поверхности, м2/с; 21 Суд = С/F – константа С, отнесенная к 1 м2 фильтрующей поверхности, м3/м2; з – коэффициент запаса площади фильтрации. 8. Фильтрование с образованием сжимаемого осадка - толщина слоя в произвольном сечении, м; g – масса твердой фазы в исходной суспензии, приходящаяся на единицу объема жидкости в этой суспензии; R’ос – удельное сопротивление осадка, м/кг; q – вектор локальной скорости жидкости в осадке, м/с; w тв – вектор локальной скорости твердых частиц, м/с; k – коэффициент проницаемости (по уравнению Дарси), м2; - динамический коэффициент вязкости фильтрата, кг/(мс); p – оператор давления, под которым проводится фильтрование; e 1 – локальное отношение свободных объемов; px – давление, сжимающее частицы осадка на расстоянии х от фильтрующей перегородки, Па; mx – масса твердых частиц осадка, приходящаяся на единицу площади на расстоянии х от фильтрующей перегородки; тв – плотность твердых частиц в осадке, кг/м3; - динамический коэффициент вязкости фильтрата, кг/(мс); Rx – локальное сопротивление осадка, м/кг; qx – локальная скорость фильтрования на расстоянии х от фильтрующей перегородки, м/с. q1 – скорость фильтрования на выходе из осадка, м/с; V – объем фильтрата, отнесенный к единице площади фильтрата, м3/м2; Rф.п – сопротивление фильтрующей перегородки, м-1; Rср – среднее удельное сопротивление фильтрования, м/кг; с – концентрация твердой фазы в суспензии, масс. доли; а – отношение массы влажного осадка к массе сухого; ρ – плотность фильтрата, кг/м3; р – давление фильтрования, Па; 22 υ(V) – функция объема фильтрата, учитывающая поправку к dτ/dV в начальной стадии процесса; Vнач – объем фильтрата, соответствующий начальной стадии процесса фильтрования; А и п – постоянные для данного материала; V – объем фильтрата с единицы фильтрующей поверхности; Δр – перепад давлений; μ – вязкость фильтрата; qтв – количество твердой фазы, отлагающейся при получении единицы объема фильтрата; с – концентрация твердой фазы в суспензии; А – коэффициент пропорциональности; к – показатель степени; Rф.п – сопротивление фильтрующей перегородки; 9. Фильтрование с закупориванием пор фильтрующей перегородки σ – задержка (накопление) твердой фазы в порах фильтрующей перегородки; ci – концентрация твердой фазы в суспензии; а – коэффициент, представляет собой объем жидкости, захваченной осевшей твердой фазой; с – объемная концентрация твердой фазы в суспензии, м3/м3; ωф – фиктивная (в расчете на пустое сечение аппарата) скорость потока; ωфc – конвективный поток твердой фазы; D – коэффициент диффузии; k0 – значение вероятности закупоривания чистого слоя (в начальном периоде фильтрования); υ(σ) – функция задержки; σмакс – максимальное значение задержки; b – положительный коэффициент, учитывающий начальное увеличение задержки; q – показатель степени в уравнении задержки; сi и σi – концентрация и задержка на входе в слой; τс – константа времени для фильтрующей перегородки; 23 Δр – перепад давления в закупоренной твердыми частицами фильтрующей перегородке, Па; Δp0 – гидравлическое сопротивление фильтрующей перегородки в начале процесса или при фильтровании чистой жидкости (не содержащей твердых частиц), Па; τ – продолжительность фильтрования, с; – средняя скорость суспензии, м/с; 10. Промывка осадков на фильтрах ф – динамический коэффициент вязкости фильтрата, Пас; пр – динамический коэффициент вязкости промывной жидкости, Пас; Vпр – объем промывной жидкости, м3; Vф – объем фильтрата, м3; p – давление фильтрования, Па; Rф.п. – сопротивление фильтрующей перегородки, Нс/м3; ф Rос / Vобщ – среднее удельное сопротивление (по фильтрату), Нс/м6; Rос – полное сопротивление осадка, Нс/м3; Vобщ – общий объем фильтрата, м3; u, um – отношения объема и массы осадка к объему фильтрата; v, – среднее объемное и массовое удельное сопротивление фильтрованию; mп.р. – масса вымываемого вещества в промывном растворе, кг; m0 – масса вещества в маточном растворе, заключенном в порах осадка перед промывкой, кг; Vп.р – объем промывного раствора, м3; V0 – объем маточного раствора в порах осадка, м3; m – масса растворенного вещества в промывной жидкости, кг; a, b, c, i, k – константы промывки, значения которых зависят от физико-химических свойств системы; 24 hос – толщина слоя осадка, м; с0 – начальная концентрация растворенного вещества в фильтрате; с – концентрация растворенного вещества в промывной жидкости в момент времени ; 1 – время первой стадии промывки; A – коэффициент; n – число ступеней промывки; u0 – средняя скорость промывной жидкости, м/с; f 1 / 2 – доля поперечного сечения слоя; 1 – объем крупных пор частицы и межзерновых каналов, м3; 2 – объем мелких и тупиковых пор твердой частицы, м3; DЭ – коэффициент, характеризующий скорость выравнивания границы раздела целевой компонент – растворитель; c1 – концентрация целевого компонента в крупных порах и межфазовых каналах (в объеме 1); k1 – коэффициент переноса; – удельная поверхность частицы, м2/м3; u1 – линейная скорость промывной жидкости (растворителя) в расчете на свободное сечение слоя, м/с; u – скорость жидкости вдоль оси x, м/с; – плотность жидкости. кг/м3; – динамическая вязкость жидкости, Пас; h – толщина пленки жидкости, м; m – модуль промывки, м3/м3; E1 – эффективность промывки при величине модуля промывки, равной 1, %; 11. Конвективная сушка осадков на фильтрах kV – суммарный коэффициент теплопередачи; F – изменение свободной энергии системы, Дж; pн.п. – давление насыщенного пара при температуре T, Па; pп – давление реального пара при температуре T, Па; - относительная влажность, %; 25 H – энтальпия изотермического процесса или энергия отрыва связанной воды, Дж; Q( wv ) – теплота испарения влаги из материала при данном влагосодержании wv , Дж/кг; Q0 – теплота испарения свободной воды, Дж/кг; Нж = сжtж – энтальпия жидкости, Дж/кг; dW – изменение массы жидкости, отнесенное к массе абсолютно сухого газа; m1 и m2 – массы исходного и высушенного материалов, кг; 1 и 2 – относительные влажности исходного и высушенного материалов, %; W – масса удаляемой из материала влаги, кг; L – масса абсолютно сухого газа, кг; x1 и x2 – влагосодержания газа на входе и выходе из фильтра соответственно, в расчете на 1 кг абсолютно сухого газа; 0, 1 и 2 – индексы, отвечающие состоянию параметров системы влажный материал – газ до калорифера (индекс 0) после калорифера (индекс 1) и после сушильной камеры (индекс 2); см – теплоемкость высушенного материала, Дж/(кгК); 1 – температура материала, поступающего в сушилку, К; св – теплоемкость воды, Дж/(кгК); 2 – температура высушенного материала, уходящего из сушильной камеры, К; Qп – потери тепла во внешнюю среду, Дж; m – массы элементов конструкции фильтра, кг; с – теплоемкость конструкционного материала, Дж/(кгК); tнач и tкон – средние температуры элементов конструкции до и после окончания сушки, К; qм – удельный расход энергии на нагрев высушенного материала, Дж/кг; qп – удельные потери энергии на нагрев элементов конструкции, Дж/кг; – коэффициент теплоотдачи от газа к частице материала, Вт/(м2К); d – диаметр частицы, м; 26 t – температура сушильного агента, К; – температура материала, К; м – плотность материала, кг/м3; rп – теплота парообразования жидкости, Дж/кг; S – площадь поверхности контакта фаз, м2; RV = Vc/S – приведенный радиус тела, м; Rb с / rп d / d – критерий Ребиндера; – скорость массопередачи, кг/(м2с); тв – коэффициент массопередачи в твердой фазе, кг/(м2с); г –коэффициент массопередачи, выраженный через газовую фазу, кг/(м2с); п.р. – плотность (концентрация) пара в газовой фазе, находящейся в равновесии с телом, влагосодержание которого 0р ; п – текущее значение плотности (концентрации) пара в газовой фазе; р – коэффициент массопередачи, выраженный через парциальное давление паров, кг/(м2с); х – коэффициент массопередачи, выраженный через влагосодержания сушильного агента, кг/(м2с); , p, x – коэффициенты массоотдачи, выраженные через плотность, давление и влагосодержание, кг/(м2с); l – характерный геометрический размер тела, м; - коэффициент теплоотдачи от газовой фазы к влажному материалу, Вт/(м2К); tг – температура газовой фазы, К; – температура материала, К; Gu = (Т-Тм)/Т – критерий Гухмана, учитывающий термодинамическое состояние влажного газа; A1, A2, a1 и a2 – коэффициенты корреляции; - коэффициент массопроводности; с – истинная плотность сухого материала, кг/м3; см – теплоемкость материала, Дж/(кгК); с - теплопроводность сухого материала, Вт/(мК); т – термодиффузный поток, кг/(м2с); т – коэффициент термодиффузии, м2/(сК); 27 – относительный коэффициент термодиффузии, 1/К; т K – коэффициент пропорциональности, называемый коэффициентом сушки; 0 кр .пр – равновесное значение влагосодержания в критической точке, аппроксимированное отрезком прямой; 0p – равновесное влагосодержание; - относительный коэффициент сушки, зависящий от природы высушиваемого материала; N – скорость сушки в период постоянства последней, определяемая режимом сушки; н0 – начальное влагосодержание тела. 13. Физико-химические методы mп – масса предварительно наносимого на фильтровальную перегородку вспомогательного вещества, отнесенная к единице поверхности перегородки, кг/м2; V – объем фильтрата, получаемого за один цикл фильтрования, м3; u – объем осадка, отнесенный к единице объема фильтрата, м3/м3; mд – масса вспомогательного вещества, добавляемого к единице объема фильтруемой пульпы, кг/м3; V /( F ) – средняя за цикл скорость фильтрации, м3/с; – продолжительность цикла, с; в – плотность вспомогательного вещества, кг/м3; в – пористость вспомогательного вещества; r – удельное сопротивление осадочного слоя, Нс/м4; 14. Физические и физико-механические методы La, - свободная энергия адгезии, Н/м2; 28 σ10 и σ20 - силы поверхностного натяжения на границе раздела твердое – жидкость, Н/м2; σ12 - сила поверхностного натяжения на границе двух твердых тел, Н/м2; H - расстояние между телами, м; r – радиус частицы, м; q – заряд частицы, Кл; Fад – сила адгезии, Н; dкр – критический диаметр частицы, м; b – размер ячейки, м; kд – безразмерный коэффициент дифракции, отражающий изменение размера ячейки за счет упругих свойств; b – изменение размера ячейки при ударе одной частицы, м; gв – ускорение вибраций, м/с2; Ав – амплитуда колебаний, м; - угловая частота, Гц; t – длительность вибровоздействия, с; f – частота колебаний, c-1; pф.п. – перепад давлений на границах фильтрующей перегородки, Па; Ав.к.р. – критическая амплитуда колебаний вибровозбудителя, м; в – коэффициент, зависящий от свойств осадка, чаще всего, мс2; W – остаточная влажность осадка, %; dср – средний диаметр частиц осадка, мм; Nуд – удельная мощность [Вт/(см2м)]; U – напряжение питания, В; I – сила тока, A; оc – кажущаяся плотность осадка, кг/м3; F – площадь взаимодействия, м2; hос – высота осадочного слоя, м; Wmax – максимальная влажность осадка, %; Wmin – минимально возможная влажность осадка, %; hос – исходная высота слоя hос = hк; hк – высота осадка после снятия верхнего слоя, м; hi – высота условного i-го слоя, м. 29 Глава 1 ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЦЕССОВ ФИЛЬТРОВАНИЯ 30 1. КЛАССИФИКАЦИЯ СУСПЕНЗИЙ И ОСАДКОВ. ВИДЫ ВЛАГИ Состав, химические свойства и физические параметры пульпы и осадка, структура последнего и форма нахождения влаги в нем имеют первостепенную значимость при выборе фильтровального оборудования, режимов его работы и математическом моделировании процессов разделения суспензии, последующего обезвоживания осадка или осветления дисперсионной среды. Суспензия (пульпа) представляет собой неоднородную смесь жидкости и твердых частиц. На горнодобывающих, обогатительных и металлургических предприятиях образуется большое количество разнообразных суспензий. Их принято различать по числу фаз, агрегатному состоянию и размерам (эквивалентным диаметрам) частиц. Неоднородными называют смеси, состоящие из двух и более компонентов, имеющих различные агрегатные состояния, причем один из них состоит из мелких твердых частиц макроскопических размеров, образующих дисперсную фазу смеси, а среда, в которой они содержатся – сплошную (дисперсионную) среду. В обогатительной промышленности и металлургии жидкой фазой суспензий чаще всего являются насыщенный водный раствор компонентов руды, вода или иная жидкость, представляющая собой целевой продукт или являющаяся одной из его составляющих. К первой группе относятся оборотные растворы некоторых переделов предприятий черной и цветной промышленности, технологические воды, образующиеся при переработке неметаллического сырья и углей. Ко второй группе следует отнести жидкости, используемые при производстве медикаментов, пищевых красителей и добавок, сахарной и лакокрасочной промышленности, а также ряда специальных производств. На механизм разделения суспензий оказывают существенное влияние наличествующие формы сцепления влаги с 31 твердым материалом, поскольку они определяют величину энергии связи дисперсионной среды и дисперсной фазы. Чем больше энергия связи, тем труднее отделить влагу от материала. В основу классификации форм связи влаги с материалом, разработанной П.А. Ребиндером положен именно этот принцип. Он выделил три основных типа связи: химическую, физико-химическую и физико-механическую, а также предложил подразделять содержащуюся в суспензиях влагу на внутреннюю и внешнюю. Химической (внутренней) называют влагу, входящую в кристаллическую решетку минерала. Она подразделяется на кристаллизационную (присутствует в виде молекул Н2О) и гидратную (присутствует в виде ионов H+, OH–, H3O+). Удалить ее можно только термическим методом, т.е. прокаливанием минерала при высоких температурах. Физико-химическую и физико-механическую (внешнюю влагу) подразделяют на гигроскопическую, гравитационную, капиллярную и пленочную. Гигроскопическая влага в виде пленок удерживается на поверхности твердых частиц силами адсорбции. Гравитационная влага не связана силовыми взаимодействиями с твердой фазой. Она полностью заполняет промежутки между частицами, вследствие чего ее часто относят к сплошной среде, содержащей твердые частицы. Капиллярная влага находится в порах дисперсного материала и заполняет как поры между частицами, так и поры внутри этих частиц. Она удерживается капиллярными силами и может передвигаться под действием сил «капиллярного давления». Пленочная влага обволакивает наружную поверхность частиц и удерживается на ней силами молекулярного притяжения. В зависимости от размеров твердых частиц суспензии принято подразделять на мути с эквивалентным диаметром частиц от 0,1 до 0,5 мкм, тонкие – от 0,5 до 100 мкм и грубые – свыше 100 мкм. 32 В зависимости от содержания общей влаги продукты обогащения подразделяют [9, 10] на жидкие, мокрые, влажные, воздушно-сухие, сухие и прокаленные. Жидкие пульпы характеризуются высоким содержанием жидкой фазы (не менее 40 %), они текучи. Влага в них может присутствовать во всех ранее перечисленных формах, а их влагосодержание превышает объемную пористость осадка, т.е. WV > 0, или в массовых единицах mж > Vпорж , где тж – масса жидкости, содержащейся в осадке, кг; Vпор – объем пор осадка, м3; ж – плотность жидкой фазы суспензии, кг/м3. В мокрых продуктах содержание влаги, уступает жидким пульпам. Если образовавшийся на перегородке осадок имеет жесткую структуру, такие продукты не отличаются наличием текучести, а если твердая фаза осадка представлена относительно мягкими и легкодеформируемыми частицами, мокрые продукты обладают некоторой долей текучести. Также, как и в жидких пульпах могут наличествовать все формы связи влаги с материалом. Влажные продукты содержат до 15-20 % влаги и не обладают текучестью. Им присущи все формы связи влаги за исключением несвязанной внешней. Воздушно-сухие продукты – сыпучие материалы, поверхность частиц которых вследствие гигроскопичности (при наличии таковой) увлажнена. Обычно содержание влаги в них не превышает 5 %. Влажность сухих продуктов не может быть засвидетельствована визуально, поскольку они не содержат внешней влаги. Прокаленные продукты - продукты, из которых удалены все виды влаги путем термического воздействия. При решении задач фильтрации важно априори иметь представление об эффективности тех или иных разделительных процессов. Поэтому принято суспензии разделять на трудно- и легкофильтруемые. Один из способов разделения осадков по этому принципу основан на ГОСТ 5748-79, по которому к труднофильтруемым относят все суспензии, скорость фильтрации которых не превышает 1,5 м3/(м2ч). В про33 тивном случае смесь считается легкофильтруемой. Классификация суспензий по этому принципу не всегда уместна, т.к. на разных фильтровальных установках эффективность фильтрования одной и той же суспензии может быть различной. В основу иного способа деления положено различие в крупности частиц твердой фазы, и к труднофильтруемым относят все суспензии, образующие сжимаемые осадки с крупностью основной массы частиц меньше 100 мкм, а к легкофильтруемым – суспензии, образующие несжимаемые осадки с крупностью частиц больше 100 мкм. На полноту извлечения влаги из осадка помимо всех остальных факторов влияет локальный характер расположения отдельных капель жидкости в структуре осадка. Он существенно изменяется по стадиям обезвоживания и должен анализироваться отдельно для каждой из них [10]. Рассмотрим массив осадка, образующийся на фильтровальной перегородке в процессе фильтрования сыпучих крупнокристаллических материалов (0-2 мм), считая осадок несжимаемым. Примем за начало отсчета момент времени, в который уровень жидкой фазы на перегородке совпадает с верхней границей сформировавшегося осадка. Этот момент соответствует окончанию стадии формирования осадка под действием сил гравитации, давления фильтрования и гидродинамики потоков суспензии и началу этапа сушки. Рис. 1.1. Условное изображение структуры неcжимаемого осадка и видов остаточной влаги: 1 – локальные участки; 2 – капиллярная влага; 3 – структурированная влага; 4 – рабочие каналы. 34 Влага, оставшаяся в осадке, полностью заполняет поровое пространство и представлена следующими видами: химической, физико-химической и физико-механической. Из перечисленных видов непосредственно на стадии фильтрования может быть удалена только поровая влага, т.е. физикомеханическая и частично физико-химическая. Проанализируем процессы, протекающие на стадии сушки осадка. Для этого условно разобьем этот отрезок еще на три части – начальный, средний и заключительный этапы. На начальной стадии удаление влаги происходит только из «относительно вертикальных» каналов, при этом высвобождается примерно 10-30 % пор. Основная же часть оставшейся влаги сосредоточена обычно на «относительно горизонтальных» и «нерабочих» каналах, по которым не может происходить интенсивное продвижение жидкости или воздуха (рис. 1.1). В дальнейшем структура гидродинамических потоков резко меняется ввиду качественных и количественных изменений характеристик протекающей по каналам жидкости. Так, если на первой стадии по каналам движется исключительно жидкая фаза суспензии, то на второй стадии ее сменяет паровоздушная смесь. Происходит перераспределение остаточной влаги в локальные зоны – капли (рис. 1.2) и остается заполненной лишь часть «горизонтальных» каналов (рис. 1.3). Рис. 1.2. Остаточная поровая влага в виде локальных зон – капель 1, 2. 35 Рис. 1.3. Структурированная влага в виде застойных зон 1 на «горизонтальных» участках кристаллов. Оценим возможность удаления вышеперечисленных видов влаги из материала на стадии подсушки. Удаление влаги в этот период происходит в основном за счет дренирования капель, т.е. их перемещения под действием гравитационной силы, а также испарения с поверхности кристаллов. Этой способностью обладают локальные зоны или капли, которые с течением времени способны дренировать из осадка, концентрируя влагу, испаряющуюся из капилляров, и локализируя другие объемы жидкости. Однако процесс дренирования длителен: в зависимости от крупности частиц осадка он может либо совсем не происходить, либо продолжаться в течение нескольких суток, в то время как длительность стадии фильтрования на современных фильтрах обычно не превышает 20-30 минут. К концу фильтрования остается лишь влага, связанная со структурой материала, а, следовательно, неподвластная движущей силе процесса: капиллярная, структурированная (находящаяся в полостях с замкнутым периметром) и застойная (рис. 1.4). Структурные преобразования, переходы влаги из одного вида в другой, также как и сама стадия подсушки, играют огромную роль и оказывают определяющее влияние на величину остаточного влагосодержания обезвоживаемого материала. На стадии просушки осадка при фильтровании определяющее значение имеют поверхностное натяжение жидкости и смачивание твердой фазы жидкостью, характеризуемой 36 Рис. 1.4. Основные виды поровой влаги: а – капиллярная («горизонтальный» канал); б – капиллярная («вертикальный» канал); в – структурированная; г – застойная влага. краевым углом смачивания. К возникновению сил поверхностного натяжения жидкости на границе жидкость – газ приводит неравномерное распределение в структуре осадка частиц различной крупности [11]. Поверхностное натяжение препятствует удалению жидкости из капилляров. Количественно это свойство определяется величиной «лапласовского» давления, численно равного величине давления, необходимого для удаления жидкости с данными свойствами из капилляра заданных размеров. Чем больше поверхностное натяжение жидкости, тем выше конечное содержание жидкости в структуре осадка на момент завершения стадии фильтрования. В общем случае силе Fi,, удерживающей жидкость в i-м капилляре постоянного сечения, противодействует вес жидкости в капилляре mжg и сила F(p), возникающая под действием давления фильтрования: Fi mж g F (p); cos 2rкi rк2i ж ghкi p ; 2cos rкi ж ghкi p (1.1) где g – ускорение свободного падения, м/с2; – краевой угол смачивания, градусов; rкi – радиус i-го капилляра, м; hкi – 37 высота i-го капилляра (столба жидкости в капилляре), м; p – давление фильтрования, Па. Для стадии подсушки осадка на стадии дренирования последнее выражение примет вид: n 2cos rкi ж ghiср i 1 (1.2) где hiср – средняя высота капли, м. Из выражения (1.1) следует, что движение капли жидкости возможно только в том случае, если левая часть зависимости больше по абсолютному значению правой части. Следовательно, вызвать перемещение капли под действием силы тяжести можно единственным образом – увеличением ее объема. Этот эффект наблюдается при конкатенации капель жидкости, которая может происходить самопроизвольно или под влиянием внешней силы. Из выражений (1.1) и (1.2) также видно, что локальные зоны можно удалить из осадка, увеличив p (см. рис. 1.1) или вызвав добавочное возмущающее ускорение, например от вибраций, которое будет действовать аналогично g, вдобавок способствуя росту капель. Другой вид влаги, остающейся в осадке после фильтрования – это жидкость, располагающаяся в закупоренных порах между кристаллами и в «горизонтальных» каналах (рис. 1.4, а, в, г). Эта влага, удерживается слабыми молекулярными силами. Она же наиболее трудна для удаления под вакуумом, так как на нее не действуют силы в направлении степени свободы (рис. 1.5). В этом случае составляющая давления фильтрования Fp, численно равная pi p1 p 2 , образуется при стремлении канала к горизонтальности, имеется в виду параллельность порового канала плоскости приложения вакуума или разделительной перегородке. В этом случае p1 p 2 , а следовательно pi 0 . Такую влагу можно удалить из осадка, только произведя его деструкцию, т.е. создав новые рабочие каналы, в которых была бы задействована влага из нерабочих полостей структуры. Кроме того, в осадке имеется невысокое содержание поровой влаги, сосредоточенной в микроизломах и углублениях кристаллов 38 (рис. 1.4, г), удаление которой возможно только теплофизическими методами. Рис. 1.5. Схема действия сил на влагу в «горизонтальном» канале пористой структуры: 1 – жидкость в канале. Рассмотренные формы остаточной влаги существуют в осадке ограниченный промежуток времени, который определяется временем релаксационных процессов под действием молекулярных и капиллярных сил. При микроскопическом анализе осадка во время обезвоживания можно наблюдать, что после прохождения фронта воздуха по слою осадка виды остаточной влаги постепенно изменяют свои формы. Капли либо дренируют, либо «рассасываются», влага переходит в капиллярную менисковую форму. Далее влага, сосредоточенная на гранях кристаллов, переходит в слои вокруг частиц. По истечении непродолжительного времени почти вся остаточная влага располагается в виде менисков в точках контакта кристаллов и частично в виде капилляров и пор с замкнутым периметром. По завершении стадии дренирования дальнейшее обезвоживание на вакуум-фильтрах возможно только за счет испарения капель жидкости, что существенно ограничивает возможную степень разделения суспензий на вакуумном оборудовании. Необходимо отметить, что при выборе и расчете производительности фильтровального оборудования необходимо учитывать нестабильность фильтрационных свойств разделяемых суспензий и образующихся осадков, снижающую рас39 четную производительность аппарата. Поэтому учитывают, так называемый коэффициент воспроизводимости свойств суспензии, представляющий собой отношение минимальной производительности фильтра (в исследуемом интервале стадий процесса) к средней (или выборочной) его величине. 2. ОПРЕДЕДЕНИЕ ФИЗИЧЕСКИХ СВОЙСТВ СУСПЕНЗИЙ И ОСАДКОВ На физические свойства суспензий влияют не только свойства входящих в нее компонентов, но и концентрации твердой и жидкой фаз. При определении свойств пульпы чаще всего говорят о содержании дисперсной фазы в ее составе, а при анализе осадка – о количестве жидкости в его структуре. Концентрация твердых частиц может выражаться в массовых (aм) или объемных (aо) долях, а также в процентах по массе или объему. Зная плотности сплошной (ж) и дисперсной (т) фаз, можно определить плотность смеси с: с a о т (1 a о ) ж ж т т aм ( ж т ) (1.3) Отсюда соотношение между объемной и массовой концентрациями: aм ж aо (1.4) т aм ( т ж ) Вязкость суспензии зависит от вязкости сплошной фазы, объемной концентрации, формы и частиц дисперсной фазы (фактора формы частиц), а для суспензий, а для высококонцентрированных суспензий с частицами различной формы – еще и от плотностей смеси и жидкости. В силу нелинейного характера влияния концентрации дисперсной фазы на вязкость смеси, для ее определения используют различные зависимости. 40 При определении вязкости жидкости, окружающей твердую частицу, для бесконечно разбавленных суспензий (aо < 0,1) используется выражение: с ж (1 2,5aо ) (1.5) где с и ж – динамические коэффициенты вязкости соответственно суспензии и сплошной фазы, Пас. Для суспензий с конечной концентрацией частиц (0,1 aо < 0,15), выражение для определения вязкости имеет вид: с ж (1 4,5aо ) (1.6) Согласно иным исследованиям, для суспензий с концентрацией (aо < 0,2) объемная доля частиц дисперсной фазы связана с вязкостью суспензии соотношением n с ж (1 ci aоi ) ж (1 c0 aо c0 aо2 c0 aо3 ...) i 1 (1.7) где сi – коэффициенты, зависящие от объемной доли дисперсной фазы в суспензии (при aо < 0,35, со = 2,5, с1 = 7,17, с2 = 16,2; а при aо < 0,02 и aо < 0,4, достаточно учитывать только первый член ряда: со = 2,5 и с0 = 4,5 соответственно). Как видим, результаты, полученные авторами достаточно близки, причем точность получаемых результатов составляет 7 % при aо = 0,2 и 13 % при aо = 0,5. Следует отметить, что поведение суспензий с концентрацией (aо > 0,2) сильно отличается от ньютоновских жидкостей. Что предопределяет существенное усложнение расчетных зависимостей. При значениях aо < 0,5 используется уравнение 2,5 . с ж 1 (1.8) 2(1 1,35а о ) Для смесей, состоящих из частиц различной формы, объемная концентрация достигает 0,5-0,6 и для определения динамического коэффициента вязкости используется выражение: с ж (1 a о ) 1,285 2a о ( 1) 3 1/ 3 с ж (1.9) 41 где – фактор формы частицы, равный отношению площади поверхности частицы к площади поверхности сферы равного объема (для шарообразных частиц = 1, для цилиндрических частиц при отношении диаметра цилиндра к его длине d/l = 1,08-1,04 = 1,16; для частиц кубической формы = 1,24). Фактор формы возрастает от = 1 для шаровых частиц до нескольких единиц для частиц неправильной формы и понижается при уменьшении диаметра частицы (в связи с повышением ее регулярности). В общем случае значение можно рассчитать по уравнению ч 0,205Fч / Vш2/3. Большинство природных и искусственно полученных материалов, продуктов дробления и измельчения, а также выделенные из растворов осадки имеют форму частиц, близкую к сферической. Это условие обычно тем ближе к действительности, чем мельче размер частиц ( dч 0). В силу этого, при приближенных расчетах внешние габариты частиц условно принимаются совпадающими с их эквивалентными диаметрами. Однако встречаются материалы, обладающие ярко выраженной асимметрией форы, для которых такое допущение может быть некорректным. Для суспензий, содержащих сферические частицы, формула (1.9) примет вид: с ж с ж или с ж (1 aо )2,285 (1.10) (1 a о ) При движении одиночной сферической частицы получим: 2, 285 2 2 krч (1 a о ) 3,285 т 1 (1.11) 9 ж ж где ж – кинематический коэффициент вязкости сплошной среды, м/с; с – кинематический коэффициент вязкости суспензии, м/с; ч – кинематический коэффициент вязкости суспензии, при движении в ней одной сферической частицы, м/с. Для значений 0,6 < aо < 0,9 иногда используется выражение ч 42 с ж (1.12) 1 a о1 / 3 Подчеркнем, что вязкость устойчивых суспензий, состоящих из частиц одинаковой формы, незначительно зависит от соотношения размеров частиц. Формула для расчета величины вязкости при смешении таких суспензий, состоящих, соответственно, из частиц разного размера имеет вид cм c с (1.13) где cм - относительная вязкость смеси с объемной концентрацией частиц aо1 aо2 ; c 1 / и c 2 / - относительная вязкость суспензий с объемными концентрациями частиц aо1 и a о 2 ; 1 и 2 – вязкости суспензий, Пас. Для жидкостей и жидких растворов рекомендуется выбирать численные значения динамического коэффициента вязкости из соответствующих таблиц и номограмм, или руководствоваться опытными данными в зависимости от заданных значений температуры и давления. Вязкость смесей нормальных (неассоциированных) жидкостей может быть вычислена по формуле [14] n ln см mi ln i i 1 (1.14) где mi – молярные концентрации компонентов в смеси; см и i – динамические коэффициенты вязкости смеси (раствора) и i-го компонента соответственно, Пас. Продукты, не обладающие текучестью и образующиеся на поверхности фильтрующей перегородки, обычно называют осадками. Основной характеристикой осадка является влагосодержание. Различают абсолютное W (количество влаги, соотносится с вмещающим ее количеством влажного осадка) и относительное w влагосодержание (количество влаги на единицу количества влажного осадка). Влагосодержание может быть массовым и объемным. Взаимосвязь между абсолютной и относительной величинами может быть установлена с помощью уравнений: 43 wм Wм 1W м W v ж т (1 ) , (1.15) тW м Wv wv , т (1 - ) ж (1 W м ) где Wv – абсолютное влагосодержание осадка по объему, т.е. объем жидкости, приходящийся на единицу объема влажного осадка, %; Wм – абсолютное влагосодержание осадка по массе, т.е. масса жидкости, приходящаяся на единицу массы – относительное влагосодержание влажного осадка, %; wм осадка по массе, т.е. масса жидкости, приходящаяся на единицу массы абсолютно сухого осадка, %; wv – относительное влагосодержание осадка по объему, т.е. объем жидкости, приходящийся на единицу объема абсолютно сухого осадка, %; – пористость (порозность) осадка, т.е. отношение объема пустот в структуре осадка к его общему объему. Насыщенность осадка S определяется через величину относительного размера пор, занятого жидкостью: S Wv W м т (1 ) ж (1 W м ) т (1 ) wм ж . (1.16) Эффективная насыщенность осадка Sэф: S эф S S св / 1 S св , (1.17) где Sсв – связанная насыщенность осадка, обусловленная удерживанием капиллярными силами жидкости в порах осадка. Важной характеристикой двухфазной системы является межфазное (поверхностное) натяжение , Н/м. Значение может быть определено по формуле 2,12(t кр t оп ) /( M ж / Vж ) 2 / 3 , (1.18) где tкр – критическая температура, К; tоп – температура опыта, К; Мж – молекулярная масса жидкости, г/моль; Vж – объем жидкости, м3. Более точным является уравнение ( z с iс ) R(t кр t оп ) /(2S m ) , (1.19) 44 где zс – число степеней свободы молекулы газа (пара); ic – число степеней свободы молекулы в слое; R - универсальная газовая постоянная, Дж/(мольК); Sm – площадь, занимаемая молекулой вещества, находящегося в поверхностном слое, м2. Для смеси жидкостей вместо tкр применяют псевдокритическую температуру, рассчитываемую по уравнению n t кр.см t кр.i X i , где Xi - относительное содержание компоi 1 нентов в смеси. Поверхностное натяжение смеси жидкостей: 1 2 /( 1 2 ) . (1.20) Значение поверхностного натяжения существенным образом влияет на величину критерия Вебера We U 2 l / , где l линейный размер, м. Для вычисления коэффициентов теплопроводности жидкостей можно пользоваться формулой [68] ж Bc p ж ( ж/ M ж )1 / 3 (1.21) где сp – теплопроводность жидкости, Дж/(кгК); ж - удельный вес жидкости, кг/м3; Мж – молекулярный вес жидкости, кг/моль; В – постоянная, зависящая от степени ассоциации жидкости. Для неассоциированных жидкостей (толуол, бензол) В = 1,5210–4, для ассоциированных жидкостей (вода, глицерин, спирты) В = 1,2910–4. Чаще всего в качестве дисперсионной среды в пульпе присутствуют вода или водные растворы солей. Приближенное определение физических характеристик для таких систем может быть упрощено, если использовать данные табл. 1.1. Для характеристики внутренней структуры пористых материалов, помимо пористости, используются коэффициент проницаемости, коэффициенты диффузии и маосопроводности. Для описания пористой структуры применяются: величина общего объема пор Vпор, функция распределения пор по размерам f(dп) и удельная внутренняя поверхность пор fпор. 45 При этом нужно различать удельные поверхности пор и твердой фазы. Если суммарная поверхность твердых частиц в объеме осадка равна Fт, а соответствующий им объем равен Vт, то fпор Fт /Vпор и f ут Fт / Vт fпор /(1 ) , где fпор – удельная поверхность пор, м-1; Fт – суммарная поверхность твердых частиц, м2; Vпор – объем пор осадка, м3; fут – удельная поверхность твердых частиц, м-1;Vт – объем твердых частиц осадка, м3. Таблица 1.1. Физические свойства воды на линии насыщения p, кгс/с м2 t, С 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1,03 1,46 2,02 2,75 3,68 4,85 6,30 8,08 10,23 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 3 i, кДж/ кг c, кДж/ (кгК ) 102, Вт/(м2 К) 1000 1000 998 996 992 988 983 978 972 965 958 951 943 935 926 917 907 897 887 0 41,9 83,8 126 168 210 251 293 335 377 419 461 503 545 587 629 671 713 755 4,23 4,19 4,19 4,18 4,18 4,18 4,18 4,19 4,19 4,19 4,23 4,23 4,23 4,27 4,27 4,32 4,36 4,40 4,44 55,1 57,5 59,9 61,8 63,4 64,8 65,9 66,8 67,5 68,0 68,3 68,5 68,6 68,6 68,5 68,4 68,3 67,9 67,5 , кг/м 106, 104 Пас , Н/м Pr 1790 1310 1000 804 657 549 470 406 355 315 282 256 231 212 196 185 174 163 153 756 762 727 712 697 677 662 643 626 607 589 569 549 529 507 487 466 444 424 13,7 9,52 7,02 5,42 4,31 3,54 2,98 2,55 2,21 1,95 1,75 1,58 1,43 1,32 1,23 1,17 1,10 1,05 1,01 На практике для характеристики осадков одинаково часто прибегают к определению как величин, характеризующих крупность дисперсной фазы и размеры пор. 46 Для дисперсного анализа твердых частиц вводят понятия эквивалентного, седиментационного, среднего, а также модального и медианного диаметров. Под эквивалентным диаметром частицы d чэ понимают диаметр шара равного с частицей объема или диаметр круга, площадь которого равна площади проекции частицы: (1.22) d чэ 3 6mч / т . Если размер частиц определяется посредством ситового анализа, то d я1d я2 , где dя1 и dя2 – линейные размеры отверстий сит, между которыми задержалась частица, м. О седиментационном диаметре d чs говорят в тех случаях, когда крупность частиц, а также их распределение по массе и размеру определяются посредством седиментации (осаждения дисперсии в вязкой среде под действием силы тяжести). Седиментационным называют диаметр шара, скорость осаждения и плотность которого равны таковым для частицы. При седиментации в поле силы тяжести его величина определяется по формуле 2 g т ж ws rs , (1.23) 9 ж при седиментации на центрифуге (для мелких частиц) – по формуле x 9 ж rs ln s , (1.24) xs0 2 т ж ц 2 ц где ws – скорость седиментации (оседания) частицы, м/с; ц – угловая скорость вращения центрифуги, рад/с; ц – время оседания частицы, с; xs0 и xs – переменный радиус кривизны или расстояние от центра в момент начала и окончания анализа крупности соответственно. ср Средний диаметр частицы d ч арифметическим ср1 dч , может быть: средним средний квадратическим (или сред- 47 ним поверхностным) d чср 2 и средний кубическим (средним ср 3 объемным) d ч ср1 dч ср 2 dч ср 3 : sd ч / s , sd / s sd ч 2 / s 1/ 2 (1.25) , (1.26) 1/ 3 3 (1.27) , dч ч где dч – линейный диаметр частицы; s – номер фракции. Вследствие полидисперсности твердых частиц и хаотичности их оседания осадок приобретает неупорядоченную структуру, что сказывается на разнообразии размеров и форм межзерновых каналов. Размеры пор, как, впрочем, и размеры частиц, определяются с помощью оптического микроскопа (до размера пор 0,2 мкм) или с помощью электронного микроскопа (при размерах пор от 0,2 мкм до 210-3 мкм). При математическом моделировании процессов разделения обычно используют не истинные, а усредненные характеристики осадка, такие как высота осадочного слоя и эквивалентный гидравлический диаметр пор dэ. Значение dэ определяется по формуле dэ = 4Vпор/Fт. Если слой состоит из сферических частиц диаметром dч, то по- верхность одной частицы d ч2 , а объем d ч3 / 6 . Число частиц в единице объема слоя n равно отношению объема, занятого частицами 1 - , к объему одной частицы, т.е. 6(1 ) n . (1.28) d ч3 Объем пор в единице объема слоя равен , а поверхность частиц 6(1 ) . Fт d ч2 n (1.29) dч Следовательно, 4d ч 2 d ч . dэ (1.30) 6(1- ) 3 1 - 48 Для частиц неправильной формы необходимо вводить поправку, равную величине фактора формы d э d э . Пористость (порозность) осадка является одной из важнейших его характеристик. Следует различать открытую и закрытую пористости. Открытую пористость имеют твердые тела, у которых поры пересекаются и выходят на поверхность образца. Величина доступной (открытой) пористости определяется в результате взвешивания сухого и насыщенного водой образца: отк н с mос mос 100% , Vос ж (1.31) н c где mос и mос - массы сухого и насыщенного водой образца соответственно, кг. Величина общей пористости определяется по формуле ос т 100% , (1.32) ос где ос – объемная плотность осадка, кг/м3. Для установления закономерностей распределения пор по размерам используются методы, основанные на изучении зависимости объема адсорбированного газа от радиуса пор (при конденсации адсорбированного пара при давлениях, значительно меньших нормального давления паров адсорбированной жидкости), или на определении зависимости объема вдавленной в поры жидкости (ртути), которая не смачивает исследуемый твердый материал, от гидростатического давления (при использовании высокого 100 кПа и низкого 2100 кПа давлений). Наряду с экспериментальными методами определения порозности осадков применяются и теоретические (или расчетные). Их недостатком является то, что все они могут использоваться лишь в случаях, когда осадок представлен одинаковыми по форме и размеру частицами. Например, пористость неподвижного слоя твердых частиц, имеющих форму шаров одного размера, равна 49 1 6(1 cos ) 1 2 cos , (1.33) где - угол между линиями, соединяющими центры соседних шаров. В теории фильтрования наряду с величиной порозности широко используется такая величина, как показатель порозности, равный, = /(1-). В ряде случаев его использование существенно облегчает запись математических выражений. Для слоя, составленного из частиц двух видов, показатель порозности смеси определяется как наибольшее значение, рассчитанное при использовании уравнений x1k11 x 2 2 ; x11 x 2 k 2 (1 2 ) 1; (1.34) 1 (1 2 ) x11 x 2 2 k 3 . 1 1 2 Здесь 1 и 2 – показатели порозности для слоев, образованных частицами различной крупности, рассчитанные на основе выражения (1.33) или подобным ему; xi – объемные доли частиц в общей смеси; ki – коэффициенты, величина которых определяется экспериментально: (1 2 ) k1 k2 k3 (1 2 ) (1 ) 2 ; ; 2 (3 ) (1 ) 2 (1 ) 2 , (1.35) (1 5 ) (1 ) 2 где - отношение эквивалентных диаметров зерен (0 1). Для систем, представляющих собой агломераты (состоящие из соединенных между собой частиц меньшего размера), пористость частицы агломерата определяется по формулам V0 / V 1 Vs / V (1.36) или 50 1 / s 1 m /(V s ) 1 ms /(V s ) , (1.37) где V0 – общий объем частицы агломерата, м3; V – общий объем частицы, м3; Vs – объем твердого тела в частице, м3; m – масса зерна, кг; ms – масса твердого тела в зерне, кг; m / V ms / V – объемная плотность зерна, кг/м3. В теории разделения суспензий часто используется понятие «удельная поверхность частиц», под которым понимают суммарную поверхность твердых частиц, отнесенную к единице объема слоя. С учетом выражения (1.29) она составит: F 6 . Fуд т (1.38) Vт d ч Для теоретического описания процессов обезвоживания суспензий необходимо располагать информацией о крупности частиц твердой фазы и интервалах ее изменения. Их значения устанавливаются посредством ситового гранулометрического анализа, седиментации, а также визуально (при помощи микроскопа). Эти параметры оказывает ощутимое влияние на пористость слоя, размер капилляров, сопротивление осадка и др. Монодисперсные материалы отличаются прямо пропорциональной зависимостью между диаметром частиц, пористостью и диаметром капилляров. Поэтому чем крупнее частицы осадка, тем меньшее сопротивление потоку жидкости они оказывают. С ростом полидисперсности твердых частиц справедливость данной закономерности нарушается. Причиной тому служит застревание мелких частиц в промежутках между частицами более крупных фракций. Вследствие этого рассмотренная выше закономерность нарушается полностью. Поскольку реальные осадки в большинстве своем содержат частицы широкого интервала крупности, при моделировании процессов разделения суспензий приходится вводить соответствующие поправки, допущения или использовать усредненные характеристиками. Наиболее распространенной методикой анализа крупности частиц суспензии является ситовой анализ. Для ситового анализа и характеристики крупности ГОСТ 3584-73 в России используется следующая шкала размеров частиц, мм: +3; -3 51 +2; -2 +1; -1 +0,8; -0,8 +0,6; -0,6 +0,4; -0,4 +0,25; -0,25 +0,1; 0,1 +0,074; -0,074 [12]. При необходимости промежутки от 1 до 2 мм, от 2 до 3 мм и далее могут быть поделены на более мелкие классы, исходя из условий и цели получения данных. Выход класса крупности определяется рассевом материала на контрольных ситах по отношению массы каждой фракции к массе переработанной пробы. Чем выше необходимая точность определения, тем больше должна быть масса пробы и число разовых определений. Рассев предпочтительно осуществлять мокрым способом, так как в этом случае в меньшей степени проявляется конгломерация частиц. При сухом методе рассева применяют стандартные рассеивающие машины. Выход класса может быть отражен как раздельно – пофракционно, так и суммарно с минусовыми или плюсовыми фракциями. За рубежом для ситового анализа применяют набор сит по шкале Иверса, по шкале с модулем 2 = 1,41 (шкала Тайлера) – от ячеек размером 2,362 мм (8 меш) и до 0,104 мм (150 меш), а также по шкале с модулем 4 2 1,189 – от ячеек 0,104 мм до 0,043 мм (325 меш). Число меш равно числу отверстий на 1 линейный дюйм (25,4 мм) сетки применяемого сита. Одной из таковых служит и «средний взвешенный диаметр». Этот показатель применяют с целью учета некоторого узкого класса крупности, оказывающего существенное влияние на реализуемый процесс. Средний взвешенный диаметр материала определяется по формуле n Dсв i d фi сум , i 1 (1.39) где i – выход фракции, %; dфi – средний диаметр i -й фракции, мм; сум – суммарный выход фракций, обычно 100 %. Не следует путать средний взвешенный диаметр со средним диаметром частицы, определяющим его геометрию: Dср ( x y z ) / 3 (1.40) где x, y, z – геометрические размеры твердой частицы, мм. 52 Наиболее часто используются три характеристики крупности дисперсной фазы суспензии: верхнюю границу крупности, отражающую граничный размер зерна, в пределах которого по крупности помещается основная масса материала, средний взвешенный диаметр и содержание тонкой фракции, близкой к размеру ячейки фильтровального материала. В связи с этим различают три основных класса крупности осадочного материала: тонкий с крупностью основной массы частиц меньше 100 мкм (иногда меньше 74 мкм), крупно- или грубозернистые от 100 мкм с верхней границей 3,5-4 мм и кусковые с крупностью более 4 мм. Часто для характеристики осадков используют диапазон изменения крупности, например, от 0,1 до 0,5 мм. Дисперсность (крупность) твердой фазы определяется функцией распределения частиц по их размерам (эквивалентным диаметрам). Функции дисперсности в зависимости от способа оценки количества твердого вещества по его весу, объему или по числу частиц называются, соответственно, весовыми, объемными или численными функциями распределения. Функция плотности распределения частиц по их размерам в общем виде записывается как f d ч . В таком случае, доля частиц в диапазоне d ч dd ч будет определяться дифференциальным выражением f d ч dd ч . Условие нормирования для данного случая: f d ч dd ч 1 . (1.41) 0 Зная f d можно определить средний диаметр частиц d cp d ч f d ч dd ч . (1.42) 0 Иногда используют функцию плотности распределения массы частиц по их размерам: g d ч k1mч f d ч . (1.43) Для практических целей особенно удобна интегральная массовая функция распределения: 53 dч y k f (d ч )dd ч , (1.44) d ч.min где mч – масса частицы размером dч, кг; k1 – нормирующий множитель; y – весовая относительная доля частиц, имеющих эквивалентный диаметр меньше некоторой величины dч, но больше размера dч.min самой мелкой частицы смеси, м; k – коэффициент пропорциональности, зависящий от формы частиц и их плотности. Как показали специальные исследования dч.min 0 и составляет 3-5 мкм. В практических расчетах этой величиной часто можно пренебречь и считать, что dч.min 0 и k = 1, т.е. dч y d ч f d ч ddч . (1.45) 0 Большинство твердых материалов, с которыми приходится иметь дело на практике (горные породы, синтезированные твердые вещества и другие продукты, особенно подвергавшиеся процессу измельчения), имеют функцию распределения, выражаемую эмпирической зависимостью d чn , y 1 exp (1.46) d n d n max ч где dmax – эквивалентный диаметр самой крупной в смеси частицы, м; n – постоянная, характеризующая отношение в смеси крупных и мелких фракций. Чем меньше n , тем больше в смеси мелких частиц. Обычно величина n близка к единице или несколько меньше нее. Функция (1.46) хорошо описывает распределение частиц по их размерам во всем интервале возможных значений эквивалентного диаметра – от dч = 0 до dч = dmax. Значения параметров функции (1.46) определяются экспериментальным путем (методами оценки крупности частиц). Приведенная функция достаточно сложна для статистической обработки, поэтому в расчетах можно использовать 54 более удобное, приближенное ее выражение в форме так называемого уравнения Розина-Раммлера [13], которое получатся из (1.46) путем следующих рассуждений: для самых n мелких частиц, когда dч 0, величина d max d чn и тогда n n . Поэтому d max d чn d max (1.47) y 1 exp (d ч / d max ) n В отличие от (1.46) уравнение (1.47) хорошо описывает не все распределение частиц, а только ту его часть, для которой y < 0,80,9. Полученные расчетом по формуле (1.47) значения y > 0,80,9. обычно занижены. Это объясняется тем, что для (1.47) всегда y < 1 и функция не имеет конечного предельного максимального значения, только асимптотически приближаясь к прямой y = 1. Для практических расчетов можно еще более упростить функцию распределения (1.47), разлагая ее правую часть в бесконечный ряд Маклерена. После несложных преобразований получаем уравнение Тодэна-Андреева (пригодное для значений 0,40,6) (1.48) y (d ч / d max ) n . Аналогичным образом, пренебрегая суммой членов разложения в степенях выше второй, можно получить n y 2d чn /(d max d чn ) . 1 (1.49) Зависимость (1.49) справедлива для значений у < 0,60,8. 3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ФИЗИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ГАЗОВ И ИХ СМЕСЕЙ В промышленных фильтрах на завершающей стадии обезвоживания довольно часто применяют подсушку осадка газообразными теплоносителями. Известно, что теплопередача зависит от физических свойств теплоносителя, поэтому выбор или вычисление физических параметров теплоносите55 лей, в зависимости от температуры и давления, составляет элемент расчета фильтра как теплообменного аппарата. Основными характеристиками влажного газа являются: температура, давление, плотность, вязкость, влагосодержание, относительная и абсолютная влажности, теплоемкость, теплопроводность, энтальпия (tг, pг, г, г, xг, г, п, сpг, г, Hг). непосредственное влияние на процесс теплообмена оказывают коэффициент теплопроводности г, удельная теплоемкость сpг, плотность г, вязкость г и коэффициент температуропроводности aг g /(c pг г ) . Газ является сжимаемой средой, поэтому при вычислении его параметров необходимо делать соответствующую поправку или пользоваться различными зависимостями, выбор которых ограничен некоторым диапазоном давлений. Так, при вычислении плотностей газов г и компонент газовой смеси см при малых давлениях (до 10 атм) можно применять зависимость t p г 0 0 , (1.50) tpн где г и 0 – плотности газа в данных и нормальных условиях соответственно, кг/м3; p и pн – давление газа при температуре t и 0 С, Па; t – температура газа, соответствующая давлению p, К; t0 – температура, численно равная 273,15 С. Плотность смеси, состоящей из нескольких компонент определяется исходя из свойства аддитивности n см i vi , i 1 (1.51) где см – плотность многокомпонентной газовой смеси, кг/м3; i – плотности компонентов газовой смеси, кг/м3; vi – объемные доли компонентов газовой смеси. При более высоких давлениях вычисление плотности необходимо вести с учетом сжимаемости газа г г , (1.52) где г – плотность газа, определенная по формуле (1.50); – коэффициент сжимаемости газа. 56 Коэффициент сжимаемости также является аддитивной характеристикой и для смеси газов рассчитывается по формуле n см i i , i 1 (1.53) где i – коэффициент сжимаемости компонентов смеси. В случае, если газовая фаза представлена парогазовой смесью, что характерно для конвективных сушилок, плотность такой смеси см представляется как сумма плотностей сухого газа с.г. и пара п жидкости, находящихся в данном объеме (при условии его постоянства): см с.г. п . (1.54) С учетом уравнения состояния идеального газа получим: M ( p pп ) M с.г. , см п п (1.55) RT RT откуда с учетом уравнения (1.59) получим: p0 (1 x) , см (1.56) RT (1 / M с.г. x / M п ) где Mс.г. – молекулярная масса сухого газа, кг/моль; Mп – молекулярная масса пара, кг/моль; p0 – полное давление в системе газ – пар, Па. Согласно выражению (1.56) с ростом температуры Т и влагосодержания x при постоянстве общего давления p0 влечет снижение плотности смеси. Под абсолютной влажностью газа понимается масса жидкости, приходящаяся на единицу объема газа. Это понятие равнозначно такой характеристике влажного газа, как плотность пара п, выражаемой в кг/м3. Под относительной влажностью газа г понимается количество жидкости, реально содержащейся в данном газе к максимально возможной плотности пара при данной температуре, %. Обычно ее выражают через величины упругости паров г pп / pн.п. , (1.57) 57 где pн.п. – давление насыщенного пара при данной температуре, Па (табл. 1.2). Таблица 1.2. Давления насыщения водяного пара при различной температуре t, C 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 p, мм. t, C рт. ст. 4,579 20 4,93 21 5,29 22 5,69 23 6,1 24 6,54 25 7,01 26 7,51 27 8,05 28 8,61 29 9,21 30 9,84 31 10,52 32 11,23 33 11,99 34 12,79 35 13,63 36 14,53 37 15,48 38 16,48 39 p, мм. t, C рт.ст. 17,54 40 18,65 41 19,83 42 21,07 43 22,38 44 23,76 45 25,21 46 26,74 47 28,35 48 30,04 49 31,82 50 33,7 51 35,66 52 37,73 53 39,9 54 42,18 55 44,56 56 47,07 57 49,65 58 52,44 59 p, мм. t, C рт.ст. 55,32 60 58,34 61 61,5 62 64,8 63 68,26 64 71,88 65 75,65 66 79,6 67 83,71 68 88,02 69 92,51 70 97,2 71 102,1 72 107,2 73 112,5 74 118 75 123,8 76 129,8 77 136,1 78 142,6 79 p, мм. t, C рт.ст. 149,4 80 156,4 81 163,8 82 171,4 83 179,3 84 187,5 85 196,1 86 205 87 214,2 88 223,7 89 233,7 90 243,9 91 254,6 92 265,7 93 277,2 94 289,1 95 301,4 96 314,1 97 327,3 98 341 99 100 p, мм. рт.ст. 355,1 369,7 384,9 400,6 416,8 433,6 450,9 468,7 487,1 506,1 525,8 546,1 567 588,6 610,9 633,9 657,6 682,1 707,3 733,2 760 Влагосодержанием xг газа называется масса жидкости, приходящаяся на единицу массы абсолютно сухого газа, кг/кг. Оно может быть выражено через относительное влагосодержание газа соотношением x (M п / М с.г. ) г pн.п. /( p0 г pн.п. ) . (1.58) 58 Для системы воздух – водяной пар, т.е. при условии, что Mп = 18 кг/моль и Mс.г. = 29 кг/моль зависимость (1.58) может быть сведена к виду x 0,622 г pн.п. /( po г pн.п. ) . (1.59) Более подробно следует остановиться на определении динамического коэффициента вязкости газов и компонент газовых смесей г. При этом необходимо учитывать и внешние параметры системы такие, как температура и давление. При малых значениях давления газа вполне адекватной может быть признана формула Cс Cс T 1 (1.60) T 273 273 где 0 – динамическая вязкость газа при нормальных условиях, Пас; Сс – постоянная Сатерленда; Т – температура газа, К. Таблица 1.3. Некоторые физические свойства газов Плотность Вязкость г Постоянная Газ при н.у. Сатерленда при н.у. 0, г 0 1 Азот Аммиак Аргон Ацетилен Водород Воздух Гелий Диоксид азота Диоксид серы Диоксид углерода Кислород Метан Оксид углерода Сероводород кг/м3 1,25 0,77 1,78 1,77 0,090 1,293 0,179 2,93 1,98 1,429 0,72 1,25 1,54 104 Пас 17 9,18 20,9 9,35 8,42 17,3 18,8 11,7 13,7 20,3 10,3 16,6 11,66 СС 114 626 142 198 73 124 78 396 254 131 162 100 - н.у. – нормальные условия (давление 1 атм и температура 0 С). 59 Численные значения величин 0 и Сс приведены в табл. 1.3. В некоторых литературных источниках [65] при определении вязкости газов рекомендуется пользоваться формулой: m Т (1.61) , 273 где m – постоянная величина для каждого газа (табл. 1.4). Как можно отметить, в выражениях (1.60) и (1.61) изменением вязкости газа при вариациях давления пренебрегают. Таблица 1.4. Значения постоянной m (уравнение 1.61) для различных газов г 0 Газ (пар) Азот Аммиак Бензол Водород Воздух Гелий m 0,68 1,06 1,00 0,678 0,683 0,68 Диоксид серы 0,912 Газ (пар) Диоксид углерода Кислород Метан Метанол Оксид углерода Толуол Четыреххлористый углерод m 0,82 0,693 0,76 1,04 0,695 0,89 0,92 В случаях, когда результаты вычислений, проведенных по формулам (1.60) и (1.61) отличаются более чем на 5-7 %, следует прибегнуть к дополнительным экспериментам по определению вязкости рассматриваемой смеси при данном значении температуры. Методика проведения таких экспериментов подробно описана в специальной литературе. При высоких давлениях эти зависимости становятся неадекватными [66], поэтому для газов, находящихся под давлением более 10 атм наиболее точным является уравнение [64]: k ptг г (1.62) T где г – динамический коэффициент вязкости газа при данных температуре и давлении, Пас; г – динамический коэффициент вязкости газа при данной температуре и нормаль- г г a г 60 ном атмосферном давлении, определенный по формулам (1.60) и (1.61), Пас; aг и kг – постоянные величины для каждого газа (табл. 1.5); ptг – термическое давление, Па. Таблица 1.5. Значения постоянных aг и kг (уравнение 1.62) для различных газов Газ Азот Аммиак Водород Диоксид углерода Метан Пропан Этан Этилен aг 567 550 73 930 540 1475 880 1000 kг 1,12 1,115 1,12 1,117 1,102 1,12 1,118 1,11 Для определения термического давления газа используется формула, полученная из уравнения состояния идеального газа, выведенного Ван-дер-Ваальсом [64]: RT a pt p , (1.63) V b V2 где R – универсальная газовая постоянная, равная 8,31 Дж/(мольК); V – объем газовой среды, мл; a и b константы (табл. 1.6). Если V выражено в молярных объемах, то вместо a следует подставлять a 5,03108 a , а вместо использовать b 2,24104 b . Более подробные сведения о величинах a и b для иных газов, не перечисленных в табл. 1.6, приводятся в литературе [64, 67]. Вязкость газовых смесей при высоких давлениях см определяют по формуле p см aсм tг см T nсм , (1.64) 61 где см – динамический коэффициент вязкости смеси при нормальном атмосферном давлении, Пас; aсм и nсм – некоторые постоянные, характеризующие данную смесь. Таблица 1.6. Значения постоянных a и b (уравнение 1.63) для различных газов Газ b , м3 a , Нм Азот Аммиак Аргон Бензол Водород Водяной пар Гелий Диоксид серы Диоксид углерода Кислород Метан Неон Оксид азота Оксид углерода Сероводород Хлор Этилен 0,002680 0,008310 0,002680 0,03588 0,003860 0,010890 0,000068 0,133800 0,007160 0,002710 0,004490 0,000422 0,002670 0,002960 0,008830 0,01294 0,00891 0,001719 0,001660 0,001437 0,005150 0,000977 0,001362 0,001058 0,002510 0,001909 0,014210 0,001910 0,000763 0,001245 0,001799 0,001914 0,002510 0,002551 При нахождении см необходимо учитывать, что динамический коэффициент вязкости является аддитивной величиной, а коэффициенты aсм и nсм этим свойством не обладают. При определении величины aсм для смеси двух газов пользуются выражением 2 aсм a1m12 (a1 a2 )m1m2 a2 m22 . (1.65) 3 Численное значение коэффициента n можно принимать равным 1,15, поскольку величина n изменяется в узких пределах. При определении термического давления газовой смеси пользуются формулами термического давления для идеаль62 ных газов, причем коэффициенты вычисляют по зависимостям: 3 b1 3 b2 / 2 . a1a2 , bсм aсм (1.66) Вязкость газовых смесей можно находить и приближенно по формуле n g 1 i , (1.67) см i 1 i где gi – весовые концентрации компонентов в смеси. При расчете вакуумных фильтров, особенно когда глубина вакуума довольно высока, вычисление вязкостей газовых смесей по формуле (1.64) не дает должной степени адекватности. Поэтому расчет вязкости газов при давлениях много меньших 1 атм, когда газовую смесь можно принимать за идеальную, пользуются иной зависимостью 1 см 1 1 m2 A1;2 m3 A1;3 m4 A1;4 ... m1 2 1 m1 A2;1 m3 A2;3 m4 A2;4 ... m2 или в общем виде 1 i n см i 11 n 1 m j i Ai; j i mi j 1 , , ... (1.68) где 2 0,5 M 0,25 1 1 2 M 2 1 , A1;2 0,5 M 4 1 1 2 M2 или в общем виде 63 Ai; j 1 i j 0, 5 Mj Mi 0, 25 0, 5 2 , (1.69) M 4 1 i 2 M j где mi – молярные доли компонентов в смеси; Mi – молекулярные массы этих компонентов, кг/моль. Теплоемкость газовых смесей определяют либо опытным путем, либо по эмпирическим формулам, например, из соотношения n с рсм с рi g i , i 1 (1.70) где с рсм – теплоемкость газовой смеси при постоянном давлении, Дж/(кгК); с рi – теплоемкости компонентов газовой смеси при постоянном давлении, Дж/(кгК). Теплопроводности большинства газов при нормальных условиях 0 может быть найдена экспериментальным путем. Влияние температуры на теплопроводность гвзов может быть учтено выражением (1.71) 0 (T / 273) n , где Т – температура, К; 0 – теплопроводность газа при температуре 273 K в Дж/(мК); n – постоянная для каждого газа. Значения n для некоторых газов приведены в табл. 1.7. Влияние давления на теплопроводность газов при высоком давлении учитывается косвенным путем через удельный вес газа уравнению, которое применимо при < кр [65]: t , p t B2 г n2 , (1.72) где t, p и t - расчетные значения теплопроводностей при данной температуре и давлениях: данном и нормальном атмосферном, Дж/(мК); В2 и n2 – эмпирические константы (табл. 1.8). Таблица 1.7. 64 Значения постоянной n (уравнение 1.71) для различных газов Газ (пар) Азот Аммиак Бензол Водород Воздух Гелий n 0,8 1,53 2,03 0,78 0,82 0,73 Диоксид серы – Газ (пар) Диоксид углерода Кислород Метан Метанол Оксид углерода Толуол Четыреххлористый углерод n 1,23 0,87 1,33 1,74 0,8 1,8 1,21 Таблица 1.8. Значения постоянных В2 и n2 для газов (уравнение 1.72) Газ B2 n2 г -5 1,25 г 750 1,3410 Диоксид углерода 2,0 г > 750 1,010-7 1,24 г 750 1,2510-5 Кислород 2,11 г > 670 4,310-8 Природный газ 1,2 г 250 5,5510-5 Этиловый спирт 1,3 г 700 4,510-7 Для смеси газов коэффициент теплопроводности см может быть определен только экспериментальным путем, т.к. для закон аддитивности не применим. Если известны теплопроводность и коэффициент динамической вязкости газовой смеси, то см вычисляется приближенно по формуле см 3600Ас рсм см / k , (1.73) где А = 0,25(9 – 5 k ); k c p / cv – показатель адиабаты (табл. 1.9). Таблица 1.9. Значения постоянных А и k для газов (уравнение 1.73) Атомность газа А k 1 2,5 1,67 2 1,9 1,4 3 1,7 1,3 4 1,7 1,3 5 1,7 1,3 65 Теплопроводность смеси сильно разряженных газов, близких к идеальным, можно определять по зависимости, аналогичной выражению (1.68) [69] см 1 1 1 m2 A1;2 m3 A1;3 m4 A1;4 ... m1 2 1 1 m1 A2;1 m3 A2;3 m4 A2;4 ... m2 или в общем виде i n см i 11 1 n m j i Ai; j i mi j 1 , ... , (1.74) где S – константа, зависящая от температуры (табл. 1.10); Ai;j – некоторая постоянная, причем S 0,75 1 1 М T A1;2 0,251 1 2 S 2 2 М1 1 T 0,5 2 S 1 1;2 T . S 1 1 T Соотношение коэффициентов динамической вязкости может быть выражено зависимостью 1 1 c p 2 9 5k 2 . 2 2 c p 9 5k1 1 Для смеси неполярных газов S1;2 S1S 2 . Если один из компонентов смеси имеет неполярные свойства (аммиак, водяной пар), то S1;2 0,733 S1S 2 . Значение S можно вычислять и приближенно, для чего пользуются формулой S = 1,5Tкип, где Tкип – температура кипения газа, К [69]. Таблица 1.10. Значение константы S для газов (уравнение 1.74) Газ 66 S t, С Газ Азот Аммиак Водород Воздух Диоксид серы Диоксид углерода Кислород Метан Оксид углерода Хлор Хлорид водорода S 118 377 71,7 114 416 240 138 198 118 325 357 t, С 15-100 15-184 -20-300 0-300 15-100 20-300 15-190 15-100 16-100 13-100 13-100 Удельную энтальпию H парогазовой смеси выражают по закону аддитивности как сумму удельных энтальпий компонентов смеси, например, сухого газа Нс.г. и пара Нп H H с.г. Н п x . (1.75) Удельную энтальпию перегретого пара определяют по следующему выражению H п сжt н rt н сп (t п t н ) , (1.76) где сж – теплоемкость конденсата пара, Дж/(кгК); tн – температура насыщения, соответствующая парциальному давлению пара в парогазовой смеси, К; rt н – удельная теплота парообразования при температуре насыщения, Дж/кг; tп – температура перегретого пара, К. Удельная энтальпия Hн.п. пара при температуре насыщения находится по формуле H н.п. сжt н rt н . (1.77) Для изолированной системы справедливо также равенство H н.п. r0 cпt н , (1.78) где r0 – удельная теплота парообразования при 0 С. С учетом выражений (1.77) и (1.78) уравнение (1.75) примет вид Н сс.г.t (r0 cпt ) x . (1.79) 67 Уравнение (1.79) является базовым при построении диаграмм энтальпия – влагосодержание. 4. ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОЦЕССОВ ФИЛЬТРОВАНИЯ Движение потока через слой зернистых или кусковых материалов, а также насадочных элементов разнообразных размеров и формы часто встречается в химической технологии. При заполнении дисперсионной средой свободного пространства между частицами слоя поток одновременно обтекает отдельные частицы или элементы слоя и движется внутри пор и пустот, образующих систему каналов переменного сечения. Распределение скорости сплошной среды в зернистом слое зависит от ее физических свойств (в первую очередь, от плотности и вязкости), а также от физических и геометрических характеристик дисперсного слоя. Структура зернистого слоя характеризуется порозностью слоя ; величиной удельной поверхности fут, отнесенной к единице массы или объема слоя; эквивалентным диаметром dэ, d э и извилистостью каналов; скоростью витания отдельных частиц. Основная сложность при построении математической модели – проблема разграничения зернистых материалов по дисперсности и форме частиц, а, следовательно, по гидравлическому сопротивлению слоя. Обычно выделяют два крайних случая: 1) слой состоит из твердых частиц, имеющих пренебрежимо малую пористость и 2) пористость частиц, слагающих зернистый слой велика (сорбенты). В первом случае основными гидравлическими характеристиками слоя являются порозность и удельная поверхность частиц, а во втором – определяющее значение имеет сорбционная емкость, определяемая внутренней поверхностью частиц. 68 В дальнейшем к рассмотрению предложен только первый случай. Простейшая модель движения жидкости через слой осадка может быть получена, если представить этот слой в виде системы пор одинакового диаметра. В этом случае закон сопротивления слоя можно представить в виде: h U2 , p сл ос ж (1.80) dэ 2 где сл – коэффициент гидравлического сопротивления слоя; hос – высота осадочного слоя, м; Uп – скорость потока в порах осадка, м/с. При ламинарном режиме движения жидкости по каналам осадка, что для зернистого слоя соответствует значениям критерия Рейнольдса Re < 50, коэффициент гидравлического сопротивления слоя определяется по формуле: (1.81) сл = A/Re, где А – коэффициент, зависящий от условий взаимодействия потока и слоя твердых частиц. С учетом этого p AU п ж . (1.82) hос 2d э2 Скорость жидкости в порах осадка Uп связана со скоростью U, отнесенной ко всему сечению слоя соотношением U = Uп. Подстановка значений Uп и dэ (1.30) в уравнение (1.82) с учетом фактора формы частиц дает: U (1 ) 2 p 9 жU (1 ) 2 A kК ж . (1.83) hос 8 2 d ч2 3 d ч2 3 Выражение (1.83) называется уравнением Козени – Кармана, а константа kK – константой Козени. Ее численное значение по данным различных исследователей колеблется в пределах от 150 до 200 [43]. Недостатком этого уравнения является то, что оно применимо только для достаточно медленных ламинарных тече- 69 ний, удовлетворяющих условию жUd /[ ж (1 )] 10 и при не слишком больших значениях порозности . Существует еще один подход к определению гидравлического уклона p/hос, по которому p 18(1 ) жU f ( ) , (1.84) hос d э2 где 2 (1 ) 5 / 3 3 f ( ) (1.85) 3 1/ 3 3 5/3 2 1 (1 ) (1 ) (1 ) 2 2 Выражения (1.84) и (1.85) громоздки, но в отличие от уравнения Козени – Кармана в них не содержится эмпирически определяемых параметров. Сравнив зависимости (1.83) и (1.84), можно увидеть, что в правых частях обоих выражений 1 имеется множитель жU2/ d э2 , однако коэффициенты перед этим множителем различные. Рассмотрим отношение этих коэффициентов 18(1 ) f ( ) k K (1 ) 2 3 18 3 f ( ) k K (1 ) . (1.86) Исследования показали [15], что в интервале значений порозности 0,3 0,6 при kK = 160 рассматриваемое отношение отличается от единицы в среднем лишь на 7 %, хотя функция f() изменяется в данном интервале более чем в 10 раз. Таким образом, оба подхода дают близкие результаты. Значения константы kK для зернистых слоев, состоящих из элементов различной формы приведены в табл. 1.11. Закон сопротивления слоя для ламинарного режима движения потока удобно представлять в критериальном виде: La = AГ, (1.87) где La = ReEu – критерий Лагранжа, характеризующий соотношение сил давления и внутреннего трения в системе; Г = hос/dэ – геометрический симплекс, равный отношению высо- 70 ты слоя к эквивалентному диаметру канала; А – опытный коэффициент, равный 200. Таблица 1.11. Средние значения константы Козени для различных засыпок Форма элементов засыпки kK Округлые гладкие частицы Округлые шероховатые частицы Прямоугольные пластины Кольца Рашига Кольца Лессинга Седла Берля Пружины из проволоки Частицы неправильной формы Частицы геометрически правильной формы: монодисперсные шары цилиндры трубки диски кубы 0,35-0,45 0,40-0,50 0,20-0,48 0,60-0,82 0,87-0,89 0,60-0,77 0,68-0,77 0,37-0,54 173 184 172 158 179 174 169 180 0,37-0,41 0,32-0,43 0,82-0,86 0,34-0,45 0,32-0,43 167 166 180 157 165 Приближенный расчет гидравлического сопротивления неподвижного зернистого слоя в диапазоне 0 < Re < 200 можно провести с помощью номограммы, представленной на рис. 1.6. Потеря напора в слое при Re > 7000, что соответствует развитому турбулентному режиму, рассчитывается по похожим уравнениям: p 1 1 U 2 , сл (1.88) hос d э 3 2 - модифицированный коэффициент сопротивления где сл f (Re m ) , а Rem – модифицированный критерий слоя, сл Рейнольдса, зависящий от формы, состояния поверхности частиц и порозности слоя. Установлена следующая зависимость: j- 2 (1.89) Re m , сл 71 где и j – коэффициенты, зависящие от режима движения потока. Рис. 1.6. Номограмма для определения p/hос в слое дисперсного материала в диапазоне 0 < Re < 200: 1, 2 – вспомогательные шкалы. Коэффициент j по данным Лева [16] принимает значения от 1 до 2 (рис. 1.7), что подтверждается целым рядом исследований [17, 18, 19], в которых предложено перепад давлений в слое представлять в виде суммы двух слагаемых, в одно из которых скорость потока входит в первой степени, а во второе – в квадрате. В своих работах [17, 18] Эргун допуская, что зернистый слой представляет собой совокупность извилистых шероховатых трубок (причем все зернистые слои имеют примерно одинаковые характеристики шероховатости), прелагает для монодисперсного слоя сферических частиц соотношение p 3сл жU 2 1 . hос 4 dэ 3 72 (1.90) Рис. 1.7. Зависимость показателя степени j от критерия Рейнольдса по данным Лева. Экспериментальные данные позволяют определить значение коэффициента сопротивления: 3сл/4 = 1,75. Тогда U 2 1 p (1.91) . 1,75 ж hос dэ 3 Обычно это соотношение называется уравнением БуркеПламмера. Оно применимо при условии жUd /[ ж (1 )] 103 . Оказывается, что при произвольных значениях этого параметра перепад давлений в зернистом слое может быть найден из соотношения p 150 жU (1 ) 2 1,75 жU 2 1 , (1.92) hос dэ d э2 3 3 которое называется уравнением Эргуна. При малых значениях параметра жUd /[ ж (1 )] оно переходит в уравнение Козени – Кармана, а при больших – в уравнение Бурке – Пламмера. В ряде работ [22, 23] при расчете сопротивления слоя в условиях турбулентного режима предлагается учитывать проницаемость дисперсного слоя и шероховатость частиц p ж 2 U 2 ж U , (1.93) hос k пр dэ 73 где kпр – приведенный коэффициент проницаемости слоя, м2; - относительная шероховатость твердых частиц. Этот подход наиболее обстоятелен, поскольку входящий в его состав параметр kпр = жUhос/p, позволяет комплексно учитывать реальные свойства пористых сред в то время как сама пористая среда считается псевдогомогенной системой. Для засыпок, образованных монодисперсными частицами, неправильной формы, коэффициент проницаемости может быть определен из соотношения 4 3 2 dэ . (1.94) 9 kK Для определения коэффициента проницаемости для случая полидисперсных частиц с известной функцией распределения пор по эффективным диаметрам используется выражение k пр k пр d max 96 d 2 d э f (d э )d (d э ) (1.95) min В критериальном виде для расчета гидравлического сопротивления слоя зернистых материалов при турбулентном режиме применимы зависимости: в переходной области (60 Re < 7000) Eu = 7,6Re-0,2Г, (1.96) в области развитого турбулентного течения (Re 7000) Eu = 1,3Г (1.97) При расчете гидравлического сопротивления среды важно знать границу перехода ламинарного режима движения жидкости в турбулентный, характеризуемую величиной критического числа Рейнольдса Reкр. Сложность заключается в том, что для различных пористых сред и засыпок из частиц неправильной формы величина Reкр не остается постоянной и зависит от порозности, проницаемости и относительной шероховатости поровых каналов. Практически неизменными значения Reкр остаются только для засыпок с подобной структурой порового пространства и одинаковой шероховатостью частиц. 74 Средние значения критических чисел Рейнольдса для засыпок из различных материалов по данным [16] приведены в таблице 1.12. Таблица 1.12. Средние значения Reкр для засыпок из различных материалов Характеристика засыпок Активированный уголь, глинозем, силикагель Антрацит, керамзит Гравий Керамическая крошка Металлургический шлак Однородные сферические частицы Однородный песок Щебень Размер частиц, мм Порозность Reкр 1,50-10,0 0,48-0,52 0,29 0,25-10,5 2,50-16,0 0,20-7,5 0,20-1,5 0,38-0,48 0,30-0,43 - 0,16 0,55 0,11 0,12 0,25-30,0 0,35-0,52 0,59 0,25-5,5 3,00-11,0 0,35-0,44 0,40-0,45 0,27 0,39 Значения Reкр можно найти и через приведенный коэффициент проницаемости слоя kпр. Им соответствует зависимость Re кр жU k пр ж . (1.98) Результаты графической обработки опытных данных [17] в виде зависимости Re кр f k пр / 2 / 3 представлены в графической форме на рис. 1.8. Рассмотренные выше уравнения Козени – Кармана, Бурке – Пламмера и Эргуна относят к группе так называемых капиллярных моделей, сопротивление слоя в которых зависит от извилистости каналов lпор/hос, пористости и удельной поверхности пор fпор. Однако кроме них в литературе изложено множество иных идеализированных моделей фильтрации [18-23], обзор которых дан в работе [24]. 75 Рис. 1.8. Аппроксимации экспериментальных зависимотей Reкр для различных материалов: 1 – засыпки из полированных сферических частиц; 2 – пористые металлы из округлых гладких частиц; 3 – крупнозернистые засыпки из шероховатых частиц неправильной формы. Согласно струйным моделям фильтрации, основным фактором, определяющим характер движения потока в пористой среде является эффект сжатия и расширения струй, возникающий под влиянием конфигурации отдельных ячеек слоя [18, 19, 20]. Для системы со сложной структурой порового пространства уравнения струйной модели малопригодны, поскольку требуют громоздких расчетов эффекта сжатия и расширения струй. В моделях внешнего обтекания частиц дисперсной фазы жидкостью, фильтруемой через слой, течение рассматривается как совокупность последовательных обтеканий отдельных частиц, либо в предположении о квазистационарном поле скоростей вокруг отдельной частицы, либо с учетом влияния пульсаций скорости в условиях стесненного обтекания ча76 стиц в слоях с абсолютной однородностью. Эти модели также предполагают определение формы и коэффициентов гидравлического сопротивления одиночных частиц, которые для частиц неправильной формы находить затруднительно. 5. ТЕПЛОМАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ В ЗЕРНИСТОМ СЛОЕ Теоретического описания закономерностей тепло- и массообмена в пористых средах на данный момент пока не существует, что можно объяснить сложностью математических расчетов и большим числом влияющих факторов, учесть которые не представляется возможным даже в идеализированных случаях. Поэтому в основу расчета интенсивности тепломассообмена в ходе фильтрации пульпы на фильтрах положены идеализированные математические описания, основанные на критериальных регрессионных уравнениях и позволяющие проводить технические расчеты в строго ограниченном диапазоне значений критериев Re, Pr, Pe и других. Ввиду эмпирического характера применяемых уравнений их получение потребовало большого объема экспериментальных исследований. Данной проблеме уделено внимание в работах многих исследователей, что только усложнило их анализ. Отсутствие общепризнанных и нормативно закрепленных методик анализа тепло- и массообменных процессов в пористых средах затрудняет исследования в этой области и препятствует созданию комплексной теории тепломассообмена в пористых слоях. Обзор литературы показывает, что при обработке опытных данных по тепломассопереносу при фильтрации различные исследователи используют в качестве определяющих параметров процесса разные величины. Приводимые в литературе регрессионные уравнения отражают ход процесса в различных диапазонах определяющих критериев, поскольку каждый из исследователей разбивал области Re, Pr, Pe, Gr, Sh 77 и иных по-своему. Вдобавок, удовлетворительная воспроизводимость результатов экспериментов, зачастую, возможна лишь в той пористой среде, для которой получено данное критериальное уравнение. Большой вклад в обобщение экспериментальных данных по тепломассообмену в пористых средах внесли Г.А. Витков, Л.П. Хлопанов и С.Н. Шерстнев [23, 24, 30, 40], которые графическим путем сопоставили приводимые в литературе критериальные уравнения по тепло- и массообмену в пористых средах и получили усредненные регрессионные зависимости. Поиск аналогичных обобщений в литературе не дал положительного результата, поэтому сопоставить результаты работ [23, 24, 30, 40] оказалось не с чем. В связи с этим, в данном разделе приводится краткое изложение результатов исследований Г.А. Виткова, Л.П. Хлопанова и С.Н. Шерстнева с некоторыми дополнениями и замечаниями. В целях достижения максимальной воспроизводимости результатов эксперимента и упрощения вычислений, на практике при анализе процессов тепломассообмена в зернистом слое используются идеализированные модели. Основные упрощения касаются формы и размеров частиц дисперсного слоя (засыпка). Обычно применяют засыпки, состоящие из частиц правильной геометрической формы (шар, цилиндр и др.), имеющие одинаковые размеры или определенный диапазон размеров. Наибольшее число критериальных уравнений тепломассопереноса получено для засыпок, состоящих из сферических частиц, более всего приближенных к геометрии дисперсных частиц реальных технологических пульп. Зависимости для конвективного тепло- и массопереноса в таких слоях носят сходный характер. Как известно, тепломассоперенос в дисперсных слоях напрямую связан с гидродинамическими особенностями обтекания элементов структуры пористого слоя. Модель стесненного обтекания сферических частиц, изложенная в работах Д. Хаппеля [32], Р. Пфеффера [33, 34], К. Касика [35], Д. Карберри [36] и других авторов, легла в основу теоретического решения задачи тепломассообмена в зернистом слое, 78 образованном из шаров. Однако, полученные ими описания весьма приближенно характеризуют процесс. Точное решение этой задачи до настоящего времени не найдено. Приближенные аналитические решения, предложенные авторами вышеназванных работ для описания тепломассообмена в условиях стесненного обтекания частиц, в критериальной форме даны ниже. Каждой из приводимых зависимостей соответствует свой диапазон изменения эквивалентного критерия Рейнольдса. Включенный в состав регрессионных зависимостей критерий Прандтля позволяет учесть наряду с гидродинамикой обтекания еще и температурный фактор. Ограниченность применимости приводимых уравнений узкими диапазонами чисел Re, Pr и Pe объясняется следствием сложного влияния большого числа факторов, определяющих закономерности гидродинамики и тепломассопереноса в пористой среде, не учитывающихся полностью и в явном виде в критериальных уравнениях. При значениях 102 < Reэ < 103, когда течение жидкости по каналам соответствует развитому турбулентном режиму, величину критерия Nu, характеризующего интенсивность конвективного теплообмена, можно определить из уравнений (1.99)-(1.101): (1.99) Nu 0,93[ - 0,75(1- )( 0,2)]-1/2 Pr1 / 3 Re1 / 2 , Nu Pr1 / 4 Re1 / 2 , Nu 1,26 (1.100) [1 (1 )1 / 3 ] Pr1 / 3 Re1 / 3 . (1.101) 2 3(1 )1 / 3 3(1 ) 5 / 3 2(1 ) 2 Можно заметить, что в области развитого турбулентного течения большое влияние на интенсивность теплообмена оказывает показатель порозности слоя, соответствующий доле объема осадка, не занятого твердой фазой. Объяснять это следует тем, что с уменьшением эквивалентного диаметра каналов существенно возрастает скорость и турбулентность потока жидкости. При меньших скоростях движения жидкости в уравнения необходимо вводить поправку на испарение жидкости с поверхности непористых частиц, растворение элементов зерни79 стого слоя в потоке различных жидкостей, сублимацию зерен в газовом потоке, нагревание и охлаждение потока или слоя, в то время, как показатель порозности теряет свое первостепенное значение [37]. Для таких условий можно использовать обобщенные выражения (1.102)-(1.106), основанные на обширном экспериментальном материале. В приводимых уравнениях в качестве характерного размера использован эквивалентный диаметр пор dэ. За скорость газа Uп принято ее усредненное значение по сечению слоя. При 10-2 < Reэ < 30 (1.10 Nu э 1,2 Pr1 / 3 Re1/3 э ; 2) при 0,6 < Pr < 10 и 1 < Reэ < 2 (1.103) ; Nu э 0,515Pr1 / 3 Re 0,85 э при 2 < Reэ < 30 (1.104) ; Nu э 0,725Pr1 / 3 Re 0,47 э при 0,6 < Pr < 6104 и 0 < Reэ < 5105 Nu э 0,395Pr1 / 3 Re э ; при 10-2 < Reэ < 2 и 10-2 < PrArэ < 5107 (1.105) (1.106) Nu э 0,32(Pr Arэ )1 / 4 , где Arэ – эквивалентное значение критерия Аррениуса. Теоретические решения, полученные Д. Хаппелем, Р. Пфеффером, К. Касиком и Д. Карберри для частиц сферической формы, дают сопоставимые результаты, удовлетворительно согласующиеся с экспериментом в области переходных чисел Рейнольдса, и подтверждают существование аналогии между процессами переноса тепла или вещества в слое при Re 0, Pr 1 и Рr >> 1. Узость границ Re, Pr Pe в уравнениях (1.99) – (1.106) и ограниченность их использования сферичностью частиц, слагающих слой затрудняют использование этих формул при проведении численных расчетов для реальных технологических пульп [39]. В связи с этим очевидна необходимость выбора модели, которая устранила бы указанные недостатки. Попытка создания таковой предпринята Витковым, Хлопано80 вым и Шерстневым [23, 24, 30, 40]. Разработанная ими модель тепломассопереноса в пористых средах построена на безразмерных комплексных величинах, учитывающих относительную значимость известных критериев Архимеда, Грасгофа, Прандтля, Рейнольдса, Шмидта и Шервуда. Предположим, что среда является псевдогомогенной, в качестве определяющих параметров примем k пр (kпр – константа проницаемости, м2), среднюю скорость фильтрации U и особенности внутренней структуры пористой среды, учитывающиеся коэффициентом дополнительных сопротивлений турбулентной фильтрации n. Критериальное уравнение межфазного переноса может быть записано в виде 3/2 (k пр ) J 2 j j (1.107) f i kпр Fi k пр ak n пр Re1 Re i 1 i 1 U U U k где J - отнесенная к единице объема сила, которая для случая переноса импульса равна p /l и вызывает перенос тепла или массы в пористой среде, - вязкость жидкой фазы, кг/м3, динамическая вязкость жидкости, Пас; a – удельная поверхность слоя, м2/м3. Обозначим j j f i k пр Fi k пр ak n пр A Re1 Re i 1 i 1 , (1.108) U U U k SJ 3/2 (k пр ) 2 . (1.109) 81 Безразмерный комплекс (1.108) имеет смысл обобщенного критерия гидродинамического подобия для процессов конвективного переноса в пористых средах, инвариантного по отношению к виду и особенностям структуры пористой среды. В частных случаях (при n = 0) он переходит критерии подобия Рейнольдса, Архимеда, Грасгофа и др. С учетом принятых обозначений на основании (1.107) справедливо равенство S = А. Сила, вызвавшая перенос массы будет равна 3D . J ( l / D) 3 (1.110) V где - усредненный по объему слоя коэффициент массообмена, м/с; l – характерный размер, м; D – коэффициент молекулярной диффузии, м2/с; V – объем жидкости, находящейся в порах осадка, м3. Выделим в объеме пористого слоя некоторый единичный объем в виде куба со стороной, равной величине принятого характерного размера l k пр , внутри которого осуществляется элементарный перенос массы. Объем жидкой фазы, находящейся внутри этого элементарного объема, с учетом 3/2 коэффициента порозности , будет равен V k пр . Тогда выражение (1.109) с учетом (1.110) примет вид 3 kпр D . S (1.111) D где /D = Prд – диффузионный критерий Прандтля (Шмидта); k пр / D = Nuд – диффузионное число Нуссельта (Шервуда). В критериальном виде формула (1.111) может быть записана следующим образом 3 3 Nu д S . (1.112) Prд 82 Подставив (1.112) в (1.107), с учетом того, что для турбулентного течения величина k = 32, для процесса массопереноса в пористой среде окончательно получим 1/ 3 Nu д 3 j j f i k пр Fi k пр ak (1.113) n пр Prд Re 1 Re i 1 i 1 U U U k Исходя из подобия процессов тепло- и массопереноса, критериальное уравнение теплопереноса может быть записано аналогичным образом, с заменой диффузионных критериев Nuд и Prд на соответствующие им критерии подобия для процессов теплообмена. Согласно этому, обобщенное критериальное уравнение межфазного тепломассопереноса в пористых средах можно записать в виде 1/ 3 1/3 (1.114) Nu т(д) / Prт(д) A1 / 3 , 3 где А – функция пористости зернистого слоя. Два последних слагаемых уравнения (1.113) отвечают наличию внутренних течений в порах осадка, возникающих вследствие каких-то внешних воздействий. Если пренебречьвоздействием внешних факторов, то этими слагаемыми можно пренебречь. Уравнение (1.113) с учетом этого допущения примет вид 1/ 3 1/ 3 n 1/3 (1.115) Nu т(д) Prт(д) Re Re 2 . 5,65 3 Выражение (1.115) по форме отвечает тепломассопереносу в изолированной системе в условиях турбулентного течения жидкости или газа по каналам осадка. Для ламинарного режима (Re < Reкр) в уравнении (1.115) исчезает поправка на турбулентность потока и уравнение упрощается: 83 1/ 3 1/3 (1.116) Nu т(д) Prт(д) Re1 / 3 . 3 Для удобства сопоставления уравнений (1.103) и (1.116), перепишем уравнение (1.103) в виде 1/3 1 Nu т(д) 1,2 Prт(д) kК 1/ 3 (1.117) Re1 / 3 . Можно заметить, что уравнения (1.116) и (1.117) внешне сходны. Отличие состоит в наличии коэффициента пропорциональности и характерных параметрах в критериях Нуссельта и Рейнольдса. Поскольку величина константы КозениКармана kК зависит от формы, сечения и извилистости пор, а для уравнения (1.103) в работе [37] не приведены диапазон значений пористости и виды засылок, для сравнения коэффициентов в выражениях (1.116) и (1.117) можно принять средние значения kК = 4,65 и = 0,39, что справедливо для стационарных зернистых слоев с неупорядоченной укладкой частиц. В этом случае значения коэффициентов в уравнениях равны 0,34 и 0,29 соответственно. Заметим, что разница между ними составляет 15 %. Анализ конвективного теплообмена в слое частиц включает два аспекта: определение коэффициентов теплообмена между теплоносителями и установление закономерностей распределения температур в объеме слоя. Здесь основное внимание уделяется оценке интенсивности теплопереноса; вопросы расчета теплоносителей подробно рассматриваются ниже. Характерной особенностью конвективного теплообмена в слое частиц является высокая интенсивность переноса теплоты между теплоносителями. Она объясняется ранней и довольно сильной турбулизацией газовой фазы из-за сложной формы каналов для прохода газов со случайным чередованием сужений и расширений, поворотов и т.д. В целом, теплообмен в слое – сложное явление, определяющееся многими факторами [38], главными из которых являются следующие: 1) температура на поверхности и в глубине дисперсного определяется не только передачей теплоты от газа к ча84 стицам материала (внешний теплообмен), но и отводом теплоты внутрь его (внутренний теплообмен); 2) внешний теплообмен в плотном слое осадка включает теплообмен теплопроводностью от частицы к частице и конвекцию; 3) внутренний теплообмен определяется размером и формой частиц, их теплопроводностью и интенсивностью развития тепловых явлений на их поверхности. При расчетах теплообмена в неподвижном слое рекомендуется использовать формулы В.Н. Тимофеева, которые позволяют вычислить средний для всего слоя коэффициент теплоотдачи: Nu сл 0,106Re сл при 20 < Reсл 200, (1.118) (1.119) Nu сл 0,61Re 0,67 сл при Reсл > 200. Формулы В.Н. Тимофеева дают хорошие результаты для термически тонких частиц правильной сферической или близкой к ней форме [42]. В них отсутствует величина порозности слоя. Влияние на интенсивность теплопереноса от газа к поверхности частиц слоя можно выявить из формулы Р. Ешара: (1.120) Nu э 2 /(1 ) Re 0,5 э 0,005Re э , где Nu э ( F d э / г ) /(1 ) ; Re э (Ud э / г ) /(1 ) ; F – коэффициент конвекции близ поверхности частиц, Вт/(м2К); г – коэффициент теплопроводности газа (воздуха), Вт/(мК); г – кинематический коэффициент вязкости газа, м/с. Формула (1.120) справедлива для однородного по размерам частиц слоя при Рr = 0,7 и 100 < Reсл < 4000. Число Рейнольдса рассчитывается по скорости фильтрации, теплофизические свойства берутся при средней температуре системы. Для полидисперсного неподвижного слоя, включающего частицы фракций d1, d2, ..., dn, формула Ешара принимает вид Nu э 2 см /(1 см ) f (Vn / V , d1 / d n ) (1.121) Re 0.5 0.005Re э Здесь см - порозность смеси частиц (слоя в среднем); Vi и V объем фракции и слоя в целом: 85 f (Vn / V , d1 / d n ) V / V (V2 / V )(d1 / d 2 ) 2 ... (Vn / V )(d1 / d n ) 2 , (1.122) 1 V1 / V (V2 / V )d1 / d 2 ... (Vn / V )d1 / d n а эквивалентный диаметр частиц слоя, входящий в числа Ren и Nun, d э V1 /(Vd 1 ) V2 /(Vd 2 ) ...1 . Строгое решение задачи теплообмена в слое при неравномерном газораспределении может быть выполнено лишь на основе достоверной информации о поле скоростей газа в агрегате. При этом для определения локальных коэффициентов теплоотдачи Fл (значений F в данной точке) в условиях неподвижного слоя может быть рекомендована формула В.Б. Щербатского: Nu л 0,31 0,3 exp(0.0076Re л ) , (1.123) Re nл 0.66exp(-0.0175Reл ) в которой в качестве определяющих параметров при расчете локальных чисел Nuэ и Reэ приняты эквивалентный диаметр частиц, и локальная скорость газа в слое. Для слоя шероховатых частиц неправильной формы коэффициент n = 0,67, а для слоя шарообразных частиц n = 0,625. Все указанные формулы характеризуют конвективный теплообмен в слое термически тонких частиц. В тех случаях, когда на результирующую интенсивность теплопереноса заметно влияет внутренний теплообмен, следует использовать суммарный коэффициент теплопередачи kV, определяемый по формуле [41] 1 (1.124) kV V1 d э2 /A(1 )м , в которой числовой коэффициент А = 60 для частиц сферической формы и 75 - для частиц неправильной формы, а м теплопроводность вещества частиц. 86 6. ОБЩАЯ ТЕОРИЯ ФИЛЬТРОВАНИЯ В начале предыдущего раздела уже отмечалось, что движение сплошной среды сквозь слой дисперсного материала – достаточно распространенное явление в химической технологии и в первую очередь это относится к процессу фильтрования. Под фильтрованием понимают процесс разделения неоднородных систем (суспензий и аэрозолей) при помощи пористых перегородок, пропускающих сплошную (дисперсионную) среду и задерживающих дисперсную твердую фазу. Аппараты для проведения этого процесса называются фильтрами. Осевший на перегородке слой твердых частиц с некоторым содержанием жидкости между ними – осадком, а прошедшую через него жидкость – фильтратом. На практике могут представлять ценность либо оба продукта фильтрования (осадок и фильтрат), либо один из них. Как указывалось, движущей силой процесса является разность давлений в разделяемой суспензии и за перегородкой. Она расходуется на преодоление гидравлических сопротивлений слоя осадка и фильтрующей перегородки. На рис. 1.9 представлена схема процесса фильтрования, где p1 > p2 и движущая сила p = p1 - p2. Рис. 1.9. Схема процесса фильтрования. Фильтрование и фильтры можно классифицировать по нескольким признакам [44]: 87 1) по действующей силе: а) гидростатический напор (дренирование), б) под воздействием повышенного давления перед перегородкой или вакуума позади перегородки, в) центробежной силы; 2) по целенаправленности: с целью получения а) сухого осадка, б) чистого фильтрата, в) сухого осадка и чистого фильтрата одновременно; 3) в зависимости от режима: а) непрерывное, б) периодическое (последнее, в свою очередь, может протекать с постоянной скоростью, при постоянном давлении, или при изменении обеих величин); 4) по механизму процесса фильтрования: а) с образованием осадка на поверхности фильтрующей перегородки, б) с закупоркой пор фильтрующей перегородки; 5) по характеристикам осадка: а) с образованием сжимаемого и б) несжимаемого осадка. Фильтрование используется для разделения суспензий, содержащих твердые частицы, крупность которых одного порядка величины или уступает размерам пор фильтрующей перегородки. Современное фильтрационное оборудование способно отделять частицы с крупностью от единиц микрометров до нескольких мм. Фильтрование сопровождается химическим и физикохимическим взаимодействием между жидкой средой, дисперсной фазой, перегородкой и корпусом фильтра. В подавляющем большинстве случаев они приводят к нежелательным последствиям, например, быстрому росту гидравлического сопротивления, разрушению перегородки, нарушению целостности фильтра и пр. Поэтому структура осадка и перегородки, а также свойства жидкости играют важную роль при фильтровании. От этих факторов зависит в итоге и режим процесса [45]. Общая теория фильтрования описывает лишь те закономерности, которые свойственны всем перечисленным в классификации типам и режимам протекания процесса. Ее основой является эмпирический закон Дарси, открытый на основе изучения фильтрации жидкости сквозь естественные грунты еще в 1852-1855 гг. Согласно нему, объем фильтрата, прохо88 дящий через единицу поверхности фильтра за единицу времени, прямо пропорционален разности давлений и обратно пропорционален общему сопротивлению осадка и фильтрующей перегородки. Дарси установил, что при постоянном сопротивлении грунта, расход жидкости, проходящей через поперечное сечение слоя прямо пропорционален гидравлическому уклону, равному потере напора по высоте слоя, и обратно пропорционален сопротивлению грунта: FH Q Fi / Rсл , (1.125) hсл Rсл где Q – объемный расход фильтрата, м3/с; H – потери напора в слое, м; hсл – высота слоя, м; Rсл – сопротивление слоя грунта, м2с/м3; F – площадь фильтрации, м2; i – гидравлический уклон. При рассмотрении закономерностей общей теории фильтрования вводится допущение, что поры осадка имеют цилиндрическую форму, причем диаметры всех цилиндров одинаковы, а их длина равна толщине фильтрующей перегородки (так называемый, «идеальный» фильтр). При переходе к реальным случаям вводят поправки (например, при помощи опытных коэффициентов фильтрования). На основании закона Дарси и в предположении, что значение порозности фильтрующей перегородки постоянно по сечению, уравнение кинетики фильтрования, согласно (1.83), можно представить в виде [47]: d ч2 3 dV p , (1.126) Fd k K (1 ) 2 ж hос где V – объем фильтрата, м3; – продолжительность фильтрования, с. В действительности уравнение кинетики фильтрования имеет более сложную форму, поскольку величина может изменяться как по сечению слоя, так и во времени, что обусловлено непостоянством скорости движения фильтрата и зависимостью порозности от состояния поверхности, на которой происходит образование осадка. Влияние скорости фильтрования особенно значимо на начальном этапе формирова89 ния осадка, поскольку в этот период мелкие частицы суспензии проникают в поры перегородки, вызывая ее закупоривание. Забивка пор фильтрующей перегородки может вызывать резкий скачок ее сопротивления, что негативно отразится на всех последующих стадиях разделения и снизит регенеративную способность фильтроткани. Характеристики осадка сказываются на эффективности фильтрования в не меньшей степени. Как уже отмечалось, основным влияющим фактором является показатель сжимаемости осадка. Так, сопротивление несжимаемых осадков неизменно во времени вследствие постоянства порозности и незначительно зависит от перепада давлений и скорости осаждения. У сжимаемых осадков по мере роста давления фильтрования происходит уменьшение порозности и, как следствие, наблюдается рост сопротивления движению фильтрата. Отметим также, что у сжимаемых осадков, в отличие от несжимаемых, зависимость между порозностью и давлением фильтрования носит нелинейный характер, а у сильно сжимающихся осадков (гидроксида железа, меди, волокнистых, высокопористых материалов и др.) увеличение p сверх некоторого критического значения приводит к уменьшению скорости фильтрования (рис. 1.10). Рисунок демонстрирует наличие некой оптимальной величины движущей силы, при которой производительность фильтра Q = V/ в случае сжимаемого осадка максимальна. При фильтровании с закупориванием пор образование осадка не происходит, а дисперсные частицы закупоривают поры фильтрующей перегородки. Для реализации последнего режима необходимо, чтобы крупность твердых частиц не превышала диаметра межзерновых каналов. Следствием этого будет проскок некоторой части дисперсной фазы в фильтрат, что сопровождается повышением мутности фильтрата. Предельную задерживающую способность перегородка приобретает после непродолжительной работы в результате уменьшения эффективного размера пор осевшими в них мелкими частицами или из-за образования сводиков над входом в поры. Поэтому мутность фильтрата в начале процесса еще 90 не является достаточным показателем непригодности испытываемой перегородки. Рис. 1.10. Влияние давления фильтрования на производительность фильтра для несжимаемого 1 и сжимаемого 2 осадков. Если подобная картина наблюдается при фильтровании с образованием осадка, то для того, чтобы исключить появление мутного фильтрата в начале процесса, при снятии осадка оставляют его тонкий слой на перегородке или начинают фильтрование при низком перепаде давлений. Изменение давления при фильтровании не всегда целесообразно, так как это требует использования дополнительных регуляторов, в широких пределах варьирующих мощность насосных установок. В связи с этим, наиболее часто используемым режимом протекания процесса является фильтрование с образованием осадка, проводимое при постоянном перепаде давлений. Для определения типа исследуемого процесса фильтрования при постоянном давлении выражают линейную зависимость между различными переменными, которые могут быть измерены в реальном процессе. Координаты линейной зависимости для различных типов фильтрования приведены ниже [48]: с полным закупориванием пор: q–u с постепенным закупориванием пор: – /q промежуточный: – 1/u 91 с образованием осадка: V - /V где q – удельная производительность фильтра, т.е. объем фильтрата, получаемый с единицы поверхности фильтрующей перегородки, м3/м2; u – объем осадка, отложившегося на фильтрующей перегородке при прохождении единицы объема фильтрата, м3/м3. Во всех случаях процесс фильтрования стремятся организовать так, чтобы он протекал с образованием осадка, и по возможности исключалась закупорка пор фильтровальной перегородки. В связи с этим в последнее время широко используются специальные вспомогательные вещества, особенно для фильтрования разбавленных суспензий. Эти вещества образуют на перегородке осадок, улавливающий мелкие частицы. Сопротивление фильтрования R в общем случае можно представить в виде суммы сопротивлений со стороны осадка Rос и фильтрующей перегородки Rп: R = Rос.+ Rп. Сопротивление осадка пропорционально его толщине hос: Rос = rhос, (1.127) где Rос – сопротивление осадка при фильтровании под действием разности давлений, Нс/м3; r – удельное сопротивление осадка (Нс/м4), т.е. сопротивление единицы объема осадка высотой 1 м, отложенного на площади 1 м2. Объем осадка, отложившегося на фильтре, можно выразить как произведение площади F фильтра на толщину hос осадка, или выразить через объем V прошедшего фильтрата. Тогда объем осадка составит uV. Следовательно: Fhос = uV. (1.128) Откуда толщина осадочного слоя составит: V hос u uq (1.129) F Подставив значение hос в уравнение (1.127), найдем сопротивление осадка: Rос = ruq, (1.130) и получим следующее выражение для сопротивления фильтрованию: R = Rос + Rп = ruq + Rп. (1.131) 92 Откуда скорость движения жидкости в расчете на свободное пространство аппарата q p V . U (1.132) F R Как видно из уравнений (1.131) и (1.132), сопротивление R по мере образования осадка и увеличения его толщины возрастает, а скорость фильтрования уменьшается. Перепишем уравнение (1.132) в дифференциальной форме с учетом (1.131). Тогда dq p U (1.133) d ruq Rп или ruq Rп d dq . p Интегрируя это выражение в пределах от 0 до и от 0 до q, найдем продолжительность фильтрования: q ruq R п dq . p p 0 После интегрирования получим: ruq 2 Rп q . (1.134) 2p p Решив уравнение относительно q, определим удельную производительность фильтра: 2 2p R R (1.135) q п п . ru ru ru Из уравнений (1.134) и (1.135) следует, что сопротивление, встречаемое потоком фильтрата, по мере накопления осадка возрастает, поэтому постоянство этого потока по времени (следовательно, и максимальная производительность фильтра) может быть обеспечено лишь при непрерывном увеличении разности давлений. Такой рабочий режим осуществляется путем нагнетания суспензии поршневым насосом. При использовании сжатого 93 газа и вакуумирования р = const и с ростом высоты слоя скорость движения фильтрата снижается и производительность фильтра падает. Если суспензия подается центробежным насосом, то в пределах его рабочей характеристики по мере нарастания слоя осадка происходит увеличение p, которое сопровождается уменьшением потока фильтрата. 7. ФИЛЬТРОВАНИЕ С ОБРАЗОВАНИЕМ НЕСЖИМАЕМОГО ОСАДКА Как уже отмечалось ранее, основным свойством несжимаемых осадков является постоянство их пористости и сопротивления потоку движущейся по каналам жидкости на всем протяжении процесса фильтрования. Данное утверждение справедливо и для несжимаемых фильтрующих перегородок (например, металлические, пористые керамические или стеклянные), но численное значение их удельного сопротивления может существенно отличаться от такового для осадка. Раздельный же учет Rос и Rп сильно усложняет модель. Для упрощения расчетов допускают, что перегородка имеет небольшую толщину и ее сопротивление потока фильтрата пренебрежимо мало [49]. В таком случае в уравнении (1.126) можно объединить постоянные величины, характеризующие свойства данного осадка, и с учетом R Rос получим k (1 ) 2 R К . (1.136) 3 d ч2 После соответствующего преобразования уравнение (1.126) примет вид: dV p . (1.137) Fd R ж hос Выразим толщину отложившегося осадка hос через объем прошедшего фильтрата, учитывая пропорциональность объемов осадка и фильтрата. 94 Связь между массовой концентрацией дисперсной фазы в исходной суспензии aм и толщиной осадка отвечает соотношению aм hос F т (1 ) . Массовое отношение Т:Ж можно выразить как h F (1 ) aм , ос т 1 aм ж (V Fhос ) где Vж масса фильтрата; hосFж масса жидкости, задержавшейся в порах осадка. Выразим из последнего уравнения высоту осадка aмV ж hос F[(1 )(1 aм ) т aм ж ] и его объем после прохождении единицы объема фильтрата: aм . u (1 )(1 x) т aм ж Окончательно связь между толщиной осадочного слоя и объемом фильтрата выражается зависимостью h ос Vu / F . На основании полученного соотношения уравнение кинетики фильтрования приведем к виду: dV F 2 p . (1.138) d R ж uV Дифференциальное уравнение (1.138) можно проинтегрировать для двух режимов фильтрования (фильтрования при постоянном давлении и при постоянной скорости). В результате интегрирования (1.138) с р =const получим: R ж u V. (1.139) V 2pF 2 Таким образом, фильтрованию при постоянном перепаде давлений отвечает линейная зависимость между отношением /V и V. Итогом интегрирования выражения (1.137) с постоянной скоростью будет: 95 R ж u V. (1.140) pF 2 Последняя зависимость свидетельствует о наличии прямой пропорциональности между р и V. Если фильтрующая перегородка не отвечает условию, принятому в начале раздела, и ее сопротивлением потоку фильтрата пренебречь нельзя, выражение (1.126) необходимо переписать в общем виде с раздельным учетом сопротивлений осадка и перегородки dV p . (1.141) Fd ж ( Rос Rп ) Следует учитывать, что в под сопротивлением перегородки понимается не только помехи, создаваемые ее материалом, но и препятствие со стороны тонкого слоя осадка, оставшегося на ней после предыдущего цикла. При фильтровании суспензии с неизменными во времени свойствами на конкретной фильтрующей перегородке в условиях устоявшегося процесса сопротивление Rп можно считать постоянным. Для того чтобы проинтегрировать уравнение (1.137) и выявить закономерности кинетики процесса с учетом Rп, необходимо видоизменить его, учтя толщину фильтровальной перегородки hп и допустив приблизительное равенство удельных сопротивлений осадка и перегородки: dV p . (1.142) Fd r ж (hос hп ) В соответствии с уравнением (1.138) запишем: V pF pF 2 . (1.143) hп F Vu r ж hп ur ж V u F Полученное выражение называется основным уравнением процесса фильтрования. Путем его интегрирования определяется связь между объемом получающегося фильтрата и продолжительностью процесса, учитывающая характеристики суспензии (ж), осадка (r, hос) и фильтра (Rп). Также, как и уравнение (1.138), его интегрируют для двух случаев. dV d 96 Для фильтрования с постоянным перепадом давлений в пределах от V =V1 и = 1 до V = V2 и = 2 после интегрирования получится зависимость V22 V12 hп F pF 2 (V2 V1 ) ( 2 1 ) 2 u r ж u или 2 1 r ж u (V2 V1 ) r ж u V 2 1 (1.144) r ж hп . pF (1.145) pF pF В реальном процессе достичь постоянства давления на начальном этапе фильтрования практически невозможно, следовательно на основании уравнения (1.145) можно сделать вывод об отступлении зависимости между 2 1 и V2 V1 2 V 2 V1 V2 V1 от линейности в этот период (рис. 1.11). Поэтому уравнение (1.145) применимо для описания процесса фильтрования при постоянном перепаде давлений только по истечении некоторого времени 1 от начала фильтрования, необходимого для стабилизации давления в агрегате. Фильтрованию с постоянной скоростью подобный эксцесс не свойственен и в качестве пределов интегрирования уравнения (1.143) можно взять = 0, V = 0 и = 1, V = V1. После интегрирования получим: V1 1 или 1 V1 pF 2 Fh r ж uV1 п u r ж u pF V 2 1 r ж hп . pF Выражение (1.146) можно привести к виду h F F 2 p V12 п V1 1 , u r ж u аналогичному известному уравнению Рутса [57]: V 2 2CV К . (1.146) (1.147) (1.148) (1.149) 97 Рис. 1.11. Кривая фильтрования несжимаемого осадка на несжимаемой фильтрующей перегородке при р = const. Рис. 1.12. Кривая фильтрования в координатах V, и V + С, +0. Отличие между ними заключается только в отсутствии коэффициента 2 перед V1 в (1.148). Рутсом тоже был предложен раздельный учет сопротивлений осадка и перегородки, причем Rос = kV, (1.150) где k – константа, комплексно учитывающая физикохимические свойства осадка и фильтрата (м3/с), Rп = kC, (1.151) где С – такой объем фильтрата, который проходя через 1 м2 фильтрующей поверхности, образует осадок, сопротивление которого буде равно сопротивлению фильтрующей перегородки, м3. 98 Используя введенные обозначения, для режима фильтрования при p = const уравнение (1.141) можно представить в виде: p dV . d k (V C ) (1.152) Обозначив p/k = k , получим общее уравнение скорости фильтрования: (V C )dV k d . (1.153) Проинтегрируем выражение в пределах 0 до (V + С) и ( + 0) V C 0 0 0 (V C )d (V C ) k d (1.154) и в результате получим параболический закон фильтрования: 1 (V C ) 2 k ( 0 ) , 2 (1.155) где 0 отрезок времени от начала процесса до образования слоя осадка с сопротивлением, равным сопротивлению фильтрующей перегородки, с. Обозначив 2k' через K, перепишем уравнение (1.155) в виде: (1.156) (V + C)2 = К ( + 0). Графическое отображение полученной зависимости в координатах V, и (V+С), ( + 0) представлено на рис. 1.12, откуда следует, что вершина кривой будет совпадать с началом координат лишь в том случае, когда кроме сопротивления осадка учитывается сопротивление фильтрующей перегородки. Для начального момента, когда = 0 и V = 0, уравнение (1.156) принимает вид: (1.157) C2 = K. Выведенное Рутсом уравнение (1.149) удобно использовать для нахождения констант фильтрования С и К, которое может проводиться как с использованием математического метода, так и графически. В любом случае для решения задачи потребуются опытные значения объемов фильтрата V1 и V2 и данные о времени, за которое они собраны 1 и 2 [50]. 99 Математический подход реализуется путем решения системы уравнений, составленной на основе (1.149): V12 2CV1 K 1 . V22 2CV 2 K 2 (1.158) Для простоты графического решения предварительно продифференцируем уравнение (1.149) по переменным V и : 2(V C )dV Kd (1.159) или dV K . d 2(V C ) Удобно представить (1.160) в виде: d 2 (V C ) . dV K (1.160) (1.161) Последнее уравнение и является основой графического определения констант К и С. Для этого на оси ординат откладывают величину, обратную скорости фильтрования d/dV /V а по оси абсцисс – объемы собранного с единицы поверхности перегородки фильтрата V (рис. 1.13). Экстраполируя построенную по опытным точкам прямую до пересечения с абсциссой, находят величину константы С, а тангенс угла наклона прямой отвечает К. Рис. 1.13. Экспериментальная зависимость /V=f(V) для определения констант фильтрования С и К. В некоторых случаях априори известно удельное сопротивление осадка и перегородки r. Так, сопротивление перегородки может быть указано фирмой-производителем, а сопро100 тивление осадка при проведении оценочных расчетов может быть принято в соответствии со справочными данными. Если все эти данные имеются, константы фильтрования могут быть определены при совместном рассмотрении уравнений (1.148) и (1.149). Константа фильтрования К, отнесенная к 1 м2 фильтрующей поверхности связана с удельным сопротивлением осадка зависимостью K уд 2p /( ж ru ) (1.162) или K уд 2p(1 aм ) /( ж raм ж ) . (1.163) Если Куд известна, то два последних выражения могут также использоваться и для определения удельного сопротивления слоя. Аналогично С уд rп / ru (1.164) или С уд rп (1 aм ) /(ra м ж ) , (1.165) 2 где Суд = С/F – константа С, отнесенная к 1 м фильтрующей поверхности, м3/м2; rп – удельное сопротивление перегородки, Нс/м4. Выражения (1.164) и (1.165) также можно применять для определения r и rп. Забегая вперед, отметим, что в случае процесса фильтрования с образованием сжимаемого осадка, при вычислении констант К и С, пользуются подобными зависимостями [50, 51]. При нарушении структуры пор во время фильтрации удельное сопротивление осадка r растет. Можно предположить, что (1.166) r r0 p b , где r0 – удельное сопротивление осадка при p = 1 атм; b – показатель сжимаемости осадка, имеющий пределы 0 < b < 1. В таком случае, для осадков, которые не изменяют свою структуру во время фильтрации, b ≈ 0, а для осадков, изме101 няющих свою структуру (сжимаемых), b ≈ 1. Так, для осадка гидроксида алюминия b ≈ 0,95. Следовательно, константа Kуд для сжимаемых осадков будет иметь вид: K уд 2p ж r0 p b aм 2p1 b ж r0 aм (1.167) или K уд 2p(1 ) 2p1 b (1 ) . ж r0 ж ам (1.168) ж r0 p b ж ам Константа С в меньшей степени зависит от перепада давления при фильтрации, и для инженерных расчетов с достаточной долей точности можно пользоваться уравнением r r (1 ) . С уд п п (1.169) ru r0 ж ам Уравнения (1.167) и (1.168) наиболее часто используются для определения сопротивления ткани и осадка при известных константах фильтрования. Необходимая поверхность фильтрования определяется из отношения общей производительности передела по фильтрату Q к удельной производительности V, рассчитываемому по основному уравнению фильтрования. (1.170) V C 2 K C . Отсюда, поверхность фильтрования будет F = Q/V. Число стандартных фильтров iф можно определить, исходя из поверхности фильтрации одного фильтра F и коэффициента запаса з, который для фильтров различных типов и в зависимости от фильтруемых сред колеблется в широких пределах [52]: F iф з (1.171) F 102 8. ФИЛЬТРОВАНИЕ С ОБРАЗОВАНИЕМ СЖИМАЕМОГО ОСАДКА Уравнения кинетики процесса фильтрации с образованием несжимаемого осадка (1.138) и (1.143) непригодны в случаях, когда сжимаемостью осадка пренебречь невозможно, что объясняется непостоянством давления жидкости в ходе процесса. В сжимаемом осадке наибольшей деформации подвержены ближайшие к перегородке слои, а слои, более близкие к поверхности осадка, сжимаются значительно менее. За счет неравномерного сжатия пористость осадка становится переменной по высоте слоя, а уменьшение ее во времени вызывает значительное усложнение расчетов. Часто наряду со сжимаемостью осадка приходится учитывать и сжимаемость фильтрующей перегородки, что требует введения дополнительных поправок. Таким образом, удельное сопротивление сжимаемого осадка возрастает по направлению от его наружной поверхности к перегородке. За счет этого изменение давления в слое отклоняется от линейной зависимости, характерной для несжимаемых осадков, и изображается выпуклой кривой, наклон которой возрастает по направлению к перегородке. Усилие, вызывающее сжатие осадка в произвольном его сечении, определяется разностью давлений со стороны суспензии pс и в рассматриваемом сечении. С уменьшением толщины слоя осадка снижаются сжимающие его усилия, что наглядно иллюстрируется на рис. 1.14. В произвольном сечении слоя осадка (показано на рисунке пунктиром) толщиной 2 перепад давления p2 больше, чем перепад давления p1 в более тонком слое толщиной 1 при условии, что отрезок 1 лежит внутри интервала 2. Отсюда следует, что с уменьшением толщины слоя сжимаемого осадка его пористость при прочих равных условиях возрастает. Изменение давления, а следовательно, пористости и удельного сопротивления по толщине осадка определяется его свойствами, экспериментальное определение которых по 103 толщине осадка представляет большие трудности. Поэтому обычный прием расчета процессов фильтрования с образованием сжимаемого осадка требует введения ряда допущений: Рис. 1.14. Изменение давления р по толщине слоя осадка: 1 - несжимаемый осадок; 2 - сжимаемый осадок. 1) давление на границе раздела осадка и фильтрующей перегородки p1, мало по сравнению с давлением фильтрования р, т.е. удельное сопротивление фильтрования r + rп можно считать постоянным; 2) давление не изменяется (не подвергается возмущениям) во время процесса; 3) влажность осадка неизменна на протяжении всего процесса. Эти допущения обычно несправедливы для начальной стадии процесса, когда осадок имеет малую толщину. Случай фильтрования с образованием сжимаемого осадка может быть рассмотрен с позиции общей теории фильтрования. Для этого из него необходимо исключить высоту осадка hос на основании материального баланса (она осадка может быть выражена через объем фильтрата, необходимого для образования данного количества осадка): Fhос 1 т g ' V hос F , (1.172) 104 где g – масса твердой фазы в исходной суспензии, приходящаяся на единицу объема жидкости в этой суспензии. Тогда уравнение (1.126) можно записать в виде dV p 3 2 (1.173) Fd k ' g 'V 1 S уд K F тв и для сжимаемого осадка, т.е. при условии зависимости ε от Δр, получим (при k’k=5): FТВ p1 p2 dV 3 dp , 2 Fd 5 g ' V 0 1 S уд (1.174) Последнее уравнение можно записать в виде: dV F p1 p2 dp , (1.175) Fd g ' V 0 R'0C где R’ос – удельное сопротивление осадка, м/кг. Соотношение между R’уд, ε и Δр определяется экспериментально [54]. Для этого проба исследуемой суспензии помещается в цилиндр с пористым дном, на котором осадок задерживается, а фильтрат вытекает. В цилиндр устанавливают поршень и медленно сдавливают осадок. Нагрузка на поршень может изменятся в заданных пределах. При каждой нагрузке определяется пористость осадка (по отметке положения поршня). Фильтрат вновь подается на слой осадка. При этом рассчитывается R’ос по уравнению (1.175) для каждой нагрузки как постоянная величина. Зная ε и R’ос, можно рассчитать Sуд. На рис. 1.15 приведены типичные для фильтрования с образованием сжимающегося осадка зависимости ε, Sуд и R’ос от Δр, полученные описанным выше методом испытания проницаемости. Результаты таких опытов могут быть использованы и для фильтрования в промышленных условиях. Уравнение скорости фильтрования по Дарси можно расширить, чтобы учесть движение твердых частиц в сжимаемом осадке: 105 q wТВ k p , (1.176) где q – вектор локальной скорости жидкости в осадке, м/с; w тв – вектор локальной скорости твердых частиц, м/с; – пористость осадка; k – коэффициент проницаемости (по уравнению Дарси), м2; - динамический коэффициент вязкости фильтрата, кг/(мс); p – оператор давления, под которым проводится фильтрование. Рис. 1.15. Характеристики сжимаемого осадка. а – зависимость пористости осадка от удельной поверхности частиц; б – зависимость пористости осадка от р; в – зависимость удельного сопротивления осадка от р; 1 – СаСО3, (флокулированный), рН = 9,8; 2 – СаСО3, рН = 10,3; 3 – TiO2 (флокулированный), рН = 7,8; 4 – Тi02, рН = 3,5; 5 – ZnS, рН = 9,1. 106 Первый член правой части уравнения (1.176) соответствует члену, учитывающему конвективный поток в первом законе Фика для диффузии. Для процесса фильтрования, в котором q и p солинейны, можно ввести в уравнение (1.176) вектор мгновенной локальной скорости твердых частиц r = (1 – ) w тв: k q er p , (1.177) где e 1 – локальное отношение свободных объемов. Из уравнения (1.177) следует зависимость, описывающая процесс фильтрования с образованием сжимаемого осадка [45]: dpx dp X 1 Rx q x e x rx , (1.178) dmx тв 1 x dx где px – давление, сжимающее частицы осадка на расстоянии х от фильтрующей перегородки, Па; mx – масса твердых частиц осадка, приходящаяся на единицу площади на расстоянии х от фильтрующей перегородки; тв – плотность твердых частиц в осадке, кг/м3; - динамический коэффициент вязкости фильтрата, кг/(мс); Rx – локальное сопротивление осадка, м/кг; qx – локальная скорость фильтрования на расстоянии х от фильтрующей перегородки, м/с. В результате интегрирования уравнения (1.178) по толщине осадка получены следующие зависимости: dV K . q1 (1.179) d 2V v0 Здесь q1 – скорость фильтрования на выходе из осадка, м/с; V – объем фильтрата, отнесенный к единице площади фильтрата, м3/м2; 0 K Rф.и 1 ac Rср c 2 p1 ac , Rср c , (1.180) (1.181) 107 где Rф.п – сопротивление фильтрующей перегородки, м-1; Rср – среднее удельное сопротивление фильтрования, м/кг; с – концентрация твердой фазы в суспензии, масс. доли; а – отношение массы влажного осадка к массе сухого; ρ – плотность фильтрата, кг/м3; р – давление фильтрования, Па. При фильтровании с постоянным давлением допустимо считать Rср постоянным, так как при образовании значительного слоя осадка давление p1 на границе раздела осадок – фильтрующая среда мало по сравнению с давлением на поверхности осадка. Значения а также становятся постоянными после сравнительно короткого начального периода процесса. Следовательно, значения К и 0 также приобретают смысл констант фильтрования [49]. В начальной стадии фильтрования, когда толщина слоя осадка незначительна, сопротивление Rcp f ( p p1 ) и непрерывно изменяется с увеличением количества фильтрата V. Изменения давления и величины a также вызывают изменения К и 0 в начальной стадии процесса фильтрования. Чтобы проинтегрировать уравнение (1.179), необходимо ввести поправки на изменения констант К и 0 в начальной стадии фильтрования. Перепишем уравнение (1.179) в виде: d 2 (V 0 ) (V ) , (1.182) dV K при условии, что (V ) 0, 0 V Vнач и (V ) 0, V Vнач . Здесь К и 0 обозначают постоянные значения, которых эти величины достигают после окончания начальной стадии фильтрования, которой соответствует значение объема фильтрата Vнач; υ(V) – функция объема фильтрата, учитывающая поправку к dτ/dV в начальной стадии процесса. Уравнение (1.182) можно проинтегрировать в пределах V = 0 для τ = 0 и V = Vнач для τ = τ: Vнач 2 V 0 (V 0 )d (V 0 ) (V )d (V ) . К 0 0 108 (1.183) После интегрирования фильтрования 1 (V 2 2V 0 ) 0 , К где получим продолжительность (1.184) Vнач 0 (V )dV . (1.185) 0 При V = 0 в уравнении (1.184) получим τ = τ0, которое называют временем начала выделения фильтрата. Недостатком этого метода расчета является трудность вычисления dτ/dV с необходимой точностью, однако для обработки опытных данных, собранных в основной стадии процесса, можно использовать уравнение (1.184). Проанализируем функцию υ(V) d d (V ) , (1.186) dV нач dV осн или в соответствии с уравнением (1.182), 1 1 0нач 0осн 2 . (V ) 2V (1.187) К нач К осн К нач К осн После подстановки значений К и 0 из уравнений (1.180) и (1.181) получим: V R R ( R нач R осн ) . (1.188) (V ) ф.п 1 p ф.п p 1 aосн a нач c c При допущении, что сопротивление фильтрующей перенач осн Rф.п городки не меняется и Rф.п , уравнение (1.188) упрощается: 1 1 V Rнач a осн Rосн a нач c c . (V ) 1 1 p a нач a осн c c (1.189) 109 Так как a нач aосн и Rнач Rосн , то можно сделать вывод, что член уравнения в квадратных скобках, а следовательно, функция υ(V) и τ0 могут быть отрицательными. Экспериментально установлено, что удельное сопротивление сжимаемого осадка Rос (в м/кг) может быть выражено эмпирической формулой: (1.190) Rос Ap n , где А и п – постоянные для данного материала; р – давление фильтрования. В результате исследований, проведенных в НИИХиммаше, также установлено существенное влияние концентрации твердой фазы в суспензии на основные параметры процесса фильтрования. Найдено, что удельное сопротивление осадка уменьшается с увеличением содержания твердой фазы. Это оказывает влияние на правильный выбор режима работы фильтра периодического действия или условия разделения на фильтре непрерывного действия. Характер влияния концентрации сна кинетику фильтрования несколько отличается от приведенных выше данных, но исследования, углубляющие наши представления о механизме процесса и влиянии отдельных параметров на скорость фильтрования, продолжаются. Уравнение кинетики фильтрования может быть представлено в виде: dV p (1.191) d ( Ac qтвV Rф.п ) где V – объем фильтрата с единицы фильтрующей поверхности; Δр – перепад давлений; μ – вязкость фильтрата; qтв – количество твердой фазы, отлагающейся при получении единицы объема фильтрата; с – концентрация твердой фазы в суспензии; А – коэффициент пропорциональности; к – показатель степени; Rф.п – сопротивление фильтрующей перегородки. 110 9. ФИЛЬТРОВАНИЕ С ЗАКУПОРИВАНИЕМ ПОР ФИЛЬТРУЮЩЕЙ ПЕРЕГОРОДКИ При разделении вязких суспензий, содержащих небольшие количества мелкодисперсных частиц твердой фазы, происходит проникновение твердых частиц в пористый фильтрующий слой и отложение их на стенках пор. В природных условиях такой процесс наблюдается очень часто (проницание грунтовых вод в геологические массивы); кроме того, он широко применяется для очистки сточных вод (при использовании песчаных и других фильтров, называемых глубинными из-за большой толщины фильтрующей перегородки). Закономерности фильтрования с закупориванием пор изучены еще недостаточно. Характеристика наиболее распространенных случаев фильтрования с закупориванием пор фильтрующей перегородки приведена в таблице 1.13 [57]. В потоке разбавленной суспензии, проходящем через пористый фильтрующий слой, концентрация твердой фазы постепенно уменьшается. Зависимости, показывающие изменение концентрации через определенные промежутки времени, могут быть выражены двумя способами: с помощью пучков кривых ci = f(τ, h) и σ = f′(τ, h), где ci – концентрация твердой фазы в суспензии; σ – задержка (накопление) твердой фазы в порах фильтрующей перегородки; А – толщина слоя фильтрующей перегородки (рис. 1.16). Для определения вида функций ci = f(τ, h) и σ = f′(τ, h) необходимо знать уравнение материального баланса и уравнение кинетики процесса фильтрования для случая постепенного закупоривания пор фильтрующей перегородки. Выделим элемент фильтрующего слоя толщиной ΔА. В начальный момент процесса пористость слоя ε0 представляет собой долю свободного объема, которая может быть заполнена потоком суспензии. Через некоторый промежуток времени при прохождении суспензии начнется выделение твердых частиц на стенках пор фильтрующего слоя и пористость ε0 уменьшится до ε. Долю объема, занятого осевшими в слое 111 частицами и застойными зонами жидкости, захваченной этими частицами, можно выразить зависимостью 0 a . (1.192) Здесь σ – задержка твердой фазы (доля объема слоя, занимаемая осевшими частицами); а – коэффициент (a > 1), причем (а – 1) представляет собой объем жидкости, захваченной осевшей твердой фазой. Таблица 1.13. Особенности процесса фильтрования с закупориванием пор фильтрующей перегородки Физикохимический Механический Тип фильтрования 112 Разер фильтруемых твердых частиц, мкм Места задерж держки твердых частиц Удерживающие силы Механизм захвата ≥30 Сужения, расщелины, пустоты в слое Трение, давление потока Осаждение, прямой захват Поверхность пор Вандерва дерваальсовские, электрокинетические силы ≈1 (<3) Прямой захват Самоочистка Очистка принудительная Невозможна Изменением направления потока Возможна Увеличением скорости потока Коллоидный <0,1 Поверхность пор Вандерва дерваальсовские, электрокинетические силы, химические связи Прямой захват, диффузия Возможна Увеличнием скорости потока Рис. 1.16. Выходные кривые фильтрования с закупориванием пор фильтрующей перегородки. Другая доля объема , заполненного потоком суспензии, будет занята подвижными твердыми частицами (c, где с – объемная концентрация твердой фазы в суспензии) и подвижной жидкостью [(1 – с )]. Таким образом, в элементе фильтрующего слоя с площадью сечения F и толщиной Δh будет содержаться твердой фазы: F ( c)h . (1.193) Пройдет через выделенный элемент слоя следующее количество твердой фазы: c F ф c FD , (1.194) h 113 где ωф – фиктивная (в расчете на пустое сечение аппарата) скорость потока; ωфc – конвективный поток твердой фазы; c – диффузионный поток твердых частиц (согласно закоD h ну Фика); D – коэффициент диффузии. Уравнение материального баланса (в условиях равенства скорости накопления твердых частиц в слое изменению расхода твердой фазы) будет иметь вид: c 2c (1.195) ( c) ф D 0. h h 2 Это уравнение может быть упрощено введением некоторых допущений [49, 59]. Случай 1. В первом приближении можно пренебречь диффузионным потоком, так как в большинстве практических случаев конвективный поток во много раз больше диффузионного. В этом случае уравнение (1.195) примет вид: c ( c) ф 0. (1.196) h Случай 2. Для разбавленных суспензий (с ≈ 0,001) можно также пренебречь изменением пористости слоя и считать = 0. Тогда с с 0 ф 0. (1.197) h Случай 3. В некоторых случаях можно также пренебречь числом подвижных частиц (0c) в суспензии по сравнению с числом частиц, осевших в слое: с ф 0. (1.198) h Последнее упрощение неприемлемо для начального периода фильтрования с закупориванием пор фильтрующего слоя. Продолжительность закупоривания пор. Перемещение фронта задержки твердой фазы в данный момент времени можно характеризовать зависимостью 114 0h const , ф (1.199) где 0 h / ф – представляет собой время, необходимое для перемещения суспензии сквозь слой. Если процесс фильтрования длится несколько часов, то этой величиной можно пренебречь, однако в общем случае ее нельзя считать ничтожной (например, при скорости суспензии ф = 0,1 см/с и 0 = 0,4, чтобы суспензия могла пройти через фильтрующий слой толщиной h = 50 см, необходимо время 200 с). Кинетика процесса закупоривания пор. В течение малого промежутка времени Δτ в элементе пористого фильтрующего слоя, в котором перемещается с твердых частиц, задержка твердой фазы будет изменяться в соответствии с выражением . Вероятность задержки одной твердой частицы в единицу времени 1 k (1.200) c сравнима с вероятностью задержки одной частицы при прохождении потока через единицу толщины слоя, со скоростью ф / . Вероятность задержки частицы на единицу толщины слоя k k / ф или . (1.201) ф c Скорость закупоривания пор фильтрующего слоя обычно сравнивают со скоростью реакции первого порядка в химической кинетике: процесс характеризуется концентрацией, а взаимодействием между частицами суспензии можно пренебречь. В действительности вероятность задержки k одной частицы зависит от количества уже осевших на стенках поры частиц, т. е. от величины задержки σ. k 1 115 Таким образом, k k0 ( ) , (1.202) где k0 – значение вероятности закупоривания чистого слоя (в начальном периоде фильтрования); υ(σ) – функция задержки. Вид функции задержки υ(σ). Самая простая математическая форма функции υ(σ) – это закон линейного уменьшения: ( ) 1 м акс , (1.203) где σмакс – максимальное значение задержки (когда все поры насыщены твердой фазой обрабатываемой суспензии и вероятность задержки не существует). Однако экспериментально установлено, что в ряде случаев задержка проходит через максимум, прежде чем начнет резко уменьшаться. Это может иметь место в случае, когда первые выделившиеся из суспензии твердые частицы блокируют входы в поры фильтрующего слоя, увеличивая возможность захвата следующей порции твердых частиц, поступающих в ту же точку. Учесть первоначальное увеличение υ(σ) и все возможные виды экспериментальных кривых можно введением функции от трех параметров [60]: q (1.204) , ( ) (1 b )1 м акс где b – положительный коэффициент, учитывающий начальное увеличение задержки; q – показатель степени, характеризующий криволинейность функции. Общий баланс задержки σ. Если к моменту τ1 поры фильтрующего пористого слоя частично заполнены твердыми частицами, выделившимися из суспензии, то объем частиц в элементарном слое между h и h + dh будет равен: 1 ( с) Fdh . (1.205) От начала фильтрования до момента τ со стороны h через входное сечение слоя пройдет твердой фазы: 1 2 F ф сd . 0 116 (1.206) На выходе из слоя (со стороны h + dh) за это же время объем твердой фазы будет равен: 3 2 2 dh . (1.207) h Тогда баланс по твердой фазе для рассмотренного элементарного слоя: 1 2 3 (1.208) или 1 c ф сd . (1.209) h 0 Выразим концентрацию с с помощью уравнения (1.202) и, так как h=const, получим: 1 1 d 1 . d 0 0 k 0 k Следовательно, 1 c h 0 k k h ф сd (1.210) (1.211) или k ( c) . (1.212) h Уравнение (1.212) строго отражает баланс задержки твердой фазы в пористом фильтрующем слое при допущении, что диффузия ничтожно мала (см. случай 1). Таким образом, процесс фильтрования при закупоривании пор фильтрующей перегородки может быть описан тремя уравнениями: с ф , (1.213) h с kc , h (1.214) 117 k . (1.215) h Профили изменения концентрации и задержки. Изменения концентрации и задержки по высоте фильтрующей перегородки в процессе фильтрования с закупориванием пор описываются уравнениями (1.214) и (1.215), имеющими одинаковую математическую форму. Можно установить соотношение между с и σ для данного момента времени τ, исключив k: 1 с 1 . (1.216) с h После интегрирования получим: lg c lg C . (1.217) Константа интегрирования С определяется соотношением: C , (1.218) ci i где сi и σi – концентрация и задержка на входе в слой. Задержка на входе возрастает по экспоненциальному закону в зависимости от времени и достигает предельного значения при максимальном насыщении слоя (σмакс ≈ 1 %). Величина σi определяется интегрированием кинетического уравнения (1.202), записанного для h = 0 в виде: d i k 0 ф ci d . (1.219) ( i ) При интегрировании имеем: i d i k 0 ф ci . (1.220) ( ) i 0 Для простого случая, когда ( i ) 1 118 м акс получим: k 0 ф ci i м акс1 e иакс Обозначим . (1.221) макс через τc, тогда k 0 ф ci i м акс1 e c , (1.222) где τс – константа времени для фильтрующей перегородки. Профили концентрации и задержки, (коэффициента объемного осаждения) представлены на рис. 1.17 для ряда значений τ/τc при простой зависимости ( ) 1 ( / макс ) . 119 Рис. 1.17. Профили концентрации и задержки. Цифры на кривых соответствуют значениям /с. ния Значения τ/τc (рис. 1.17, а) вычислены на основе уравне- i ( ) d d i k 0 h , (1.223) 0 ( ) 0 i ( i ) полученного интегрированием дифференциального уравнения баланса задержки (1.214) при условии, что k k0 ( ) . ( ) Для ( ) 1 ( / макс ) в результате интегрирования получим: 1 e / с (1.224) . 1 e / c e k 0 h Аналогично получают профили задержки для других функций υ(σ). Рассчитав задержку для ряда значении h и τ, можно определить концентрации с для тех же h и τ, используя соотношение (1.219), и получить пучок кривых (рис. 1.17, б), характеризующих продвижение фронта концентрации для выбранной формы функции υ(σ). м акс 120 Рис. 1.18. Профиль задержки σ = f(h) для различной продолжительности фильтрования с закупориванием пор. Скорость перемещения фронта задержки. Профили изменения задержки по высоте фильтрующего слоя для различной продолжительности фильтрования τ1, τ2, τ3 приведены на рис. 1.18 [61]. Из уравнения (1.216) следует, что все профили параллельны и скорость продвижения фронта закупоривания пор фильтрующего слоя определяется по формуле: h F . (1.225) С учетом уравнений (1.214) – (1.216) и (1.220) получим: с с F ф ф i . (1.226) i Скорость продвижения фронта отработки фильтрующего слоя быстро уменьшается от бесконечности в начальный момент процесса фильтрования (при σi = 0) до постоянного значения при достижении насыщения слоя на входе твердой фазой: F ф сi . (1.227) м акс На рис. 1.19 приведен пример графического определения скорости продвижения фронта отработки слоя при фильтровании с постепенным закупориванием пор фильтрующей перегородки. 121 Рис. 1.19. Скорость продвижения фронта задержки в зависимости от времени фильтрования. На основании проведенного анализа работы глубинных фильтров можно решить такие взаимосвязанные проблемы, как выбор фильтрующей перегородки (определение размера зерен, толщины фильтрующего слоя h), оптимальной производительности (по фиктивной скорости ф ) и продолжительности фильтрования τ. Подробный пример расчета характеристик глубинного фильтра приведен в специальной литературе [58]. Гидравлическое сопротивление фильтра. При постепенном закупоривании пор фильтрующей перегородки глубинного фильтра перепад давления в слое изменяется во времени [52]: p (1 a ) m , (1.228) p0 где Δр – перепад давления в закупоренной твердыми частицами фильтрующей перегородке, Па; Δp0 – гидравлическое сопротивление фильтрующей перегородки в начале процесса или при фильтровании чистой жидкости (не содержащей твердых частиц), Па; τ – продолжительность фильтрования, с; 1 a и m – постоянные, причем a ( B 1)kp0B 1 , m ; B 1 k и B > 1 – постоянные; – средняя скорость суспензии. 122 Изменение гидравлического сопротивления в зависимости от продолжительности фильтрования показано на рис. 1.20 [59]. Рис. 1.20. Зависимость Δp/Δp0 от τ для фильтрования с закупориванием пор: 1 – а < 0 при – ∞ < т < 0; а > 0 при 1,0 < m < ∞; 2 – m = 1,0; 3 – 0 < m >1,0. Перепад давлений Δр0 может быть рассчитан по уравнению Козени – Кармана. 10. ПРОМЫВКА ОСАДКОВ НА ФИЛЬТРАХ Осадок, получаемый при разделении суспензий путем фильтрования, содержит сплошную фазу, которая при необходимости обеспечения высокой степени разделения должна быть из него удалена. Это достигается с помощью промывки осадка, для которой обычно используется растворитель, являющийся основным компонентом сплошной фазы суспензии. Промывка представляет собой процесс выделения растворенных веществ из влаги осадков и пульп замещением маточного раствора промывным, в частности, чистой водой, и служит средством повышения извлечения ценных металлов в растворы из твердой фазы или повышения чистоты твердого продукта. 123 Процесс извлечения целевого компонента из пор и межзерновых каналов осуществляется преимущественно за счет молекулярной диффузии. При промывке наблюдается нестационарный характер гидродинамической обстановки при наличии поперечного переноса целевого компонента между объемами крупных пор в частице и межзерновых каналов в слое, а также мелких и крупных тупиковых пор в объеме частицы. Механизм процесса промывки осадка определяется формой связи жидкости с твердыми частицами. По этому признаку различают свободную жидкость, заполняющую относительно большие по объему промежутки между наружной поверхностью частиц, и связанную жидкость, удерживаемую силами поверхностного натяжения или адсорбционными силами на поверхности частиц и во внутренних капиллярах. Соотношение между количествами свободной и связанной жидкости определяется структурой осадка и частиц. Эффективность работы аппарата для промывки существенным образом зависит от характера распределения жидкости в пористом материале, на распределение которой оказывает влияние гидродинамика процесса. Для характеристики гидродинамики процесса промывки используется осредненная скорость, а также функция распределения частиц твердой фазы по размерам, скоростям и координатам, пористость слоя, а также коэффициент продольного перемешивания твердой фазы [77]. Для измерения скорости движения частиц в двухфазном потоке можно использовать меченые непрозрачные частицы, величина интенсивности хаотического движения которых оценивается с помощью фактора интенсивности хаотического движения и коэффициента лагранжевой временной корреляции. Удовлетворительной описание гидродинамики обтекания твердых частиц дает методика голографической интерферометрии гидродинамики. С ее помощью экспериментально были определены распределения скоростей и концентраций в слое, обтекающем твердую частицу. При выборе аппаратурно-технологического оформления процесса промывки исходят из свойств осадка и промывной 124 жидкости с учетом требований, предъявляемых к промытому осадку. По способу проведения различают вытеснительную (фильтрационную) и, так называемую, репульпационную промывку. Первая заключается в промывке слоя осадка на фильтре, вторая ─ в перемешивании осадка и промывной жидкости (получении пульпы) с последующим разделением жидкой и твердой фаз. Поскольку реализация репульпационной промывки на фильтре не имеет смысла, останавливаться на этом вопросе не станем [79]. Существует несколько вариантов промывки осадка на фильтрах, различающихся по характеру потока промывного раствора в капиллярах осадка. В варианте, осуществляемом на фильтрах непрерывного действия, промывная жидкость подается на поверхность осадка разбрызгиванием, тогда при движении ее в порах образуется двухфазный воздушно-жидкостный поток. При промывке осадков на периодически действующих фильтрах происходит просачивание через слой осадка однофазного потока промывной жидкости. В последние годы получил применение способ промывки, в котором одновременно происходит разбавление и вытеснение маточного раствора промывной жидкостью. Он осуществляется в непрерывно действующих колонных аппаратах с кипящим слоем промываемых твердых частиц; при этом промывная жидкость подается снизу вверх со скоростями, обеспечивающими состояние кипящего слоя. Наиболее эффективно процесс промывки осадка организуется на пресс-фильтрах (с вертикальными и горизонтальными камерами), где могут быть применены «простой» и «полный» способы промывки. При первом способе промывная жидкость проходит по тому же пути в каналах осадка, по которому проходила суспензия; в этом случае имеет место эрозия осадка. По второму способу промывки, реализуемому обычно в рамных пресс-фильтрах (фильтрах с вертикальными камерами) жидкость поступает в отдельные каналы, расположенные в так называемых промывных плитах, и протекает через осадок по всей его толщине, вначале обратно направлению движения фильтрата, а затем в том же направлении, что и фильтрат. Площадь такой промывки вдвое 125 меньше площади фильтрования и, кроме того, промывная жидкость должна пройти дважды через слой осадка. Таким образом, скорость промывки составляет примерно четвертую часть конечной скорости фильтрования (рис. 1.21). Рис. 1.21. Схема движения промывной жидкости по каналам рамного пресс-фильтра. 1 ─ салфетка; 2 ─ промываемая плита; 3 ─ непромываемая плита; 4 ─ рама. На пресс-фильтрах с горизонтальными камерами типа ФПАКМ процесс промывки организуется только по простой схеме [75]. Промывная жидкость направляется по тем же каналам, что и шлам на стадии фильтрации, однако ввиду равномерности распределения промывной жидкости над осадком в верхней части камеры достигается большая эффективность промывки осадка (рис. 1.22). Поскольку перед промывкой в фильтрах ФПАКМ идет стадия прессования, кек деформируется сжатием и движение промывочной жидкости затрудняется. Поэтому промывку проводят под давлением 5-6 атм. Отжатые осадки, сформированные в пресс-фильтрах, имеют высокое содержание твердого и низкую пористость. Фильтрат 126 Промывная жидкость Рис. 1.22. Принцип реализации процесса промывка на пресс-фильтре типа ФПАКМ. Вакуумное фильтрационное оборудование также позволяет вести промывку, но эффективность ее существенно ниже по причине невозможности создания достаточно глубокого вакуума, т.к. при этом возникает опасность появления трещин в осадке, что может неблагоприятно сказаться на ходе вакуумной промывки. Нарушение целостности осадочного слоя вызвано действием внутренних сил, которые не в состоянии скомпенсировать прилагаемые внешние силы. Промывка осадка на фильтрах организуется на основе модели идеального вытеснения, т.е. ее стремятся организовать таким образом, чтобы моющая жидкость полностью заменяла весь маточный раствор, вытесненный из кека [47]. В целом, процесс промывки твердой фазы на фильтрах можно рассматривать по аналогии с процессом фильтрования при условии неизменной толщины осадка на фильтре. Скорость промывки описывается уравнением пр dV K . (1.229) d 2(Vф C ) ф где ф – динамический коэффициент вязкости фильтрата, Пас; пр – динамический коэффициент вязкости промывной жидкости, Пас. Время промывки на фильтре периодического действия рассчитывается по формуле пр Vпр ( фVф Rф.п. ) пр / p . (1.230) Здесь Vпр, Vф – объемы промывной жидкости и фильтрата, м3; p – давление фильтрования, Па; Rф.п. – сопротивление фильтрующей перегородки, Нс/м3; ф Rос / Vобщ – среднее 127 удельное сопротивление (по фильтрату), Нс/м6; Rос – полное сопротивление осадка; Vобщ – общий объем фильтрата, м3. ф u v um , где u, um – отношения объема и массы осадка к объему фильтрата; v, – среднее объемное и массовое удельное сопротивление фильтрованию. Для определения величины ф проводят фильтрование до исчезновения суспензии на поверхности осадка, после чего из уравнения скорости промывки определяется величина параметра как тангенс угла наклона прямой. Далее рассчитывается значение ф по формуле ф 2Mp / ф при / V (M / V ) N . Для осуществления достаточно глубокой промывки ее проводят при значениях p, меньших чем при фильтровании, с целью устранения явления сжимания осадка, приводящего к каналообразованию [70]. При промывке на фильтрах периодического действия зависимость степени отмывки осадка mп.р/m0 (где mп.р. – масса вымываемого вещества в промывном растворе, m0 – масса вещества в маточном растворе, заключенном первоначально в порах осадка) от количества промывной воды Vп.р/V0 (где Vп.р – объем промывного раствора, V0 – объем маточного раствора в порах осадка) имеет вид, показанный на рис. 23.2 [72]. 128 Рис. 1.23. Характерные кривые зависимости степени отмывки осадка и концентрации раствора от объема промывного раствора: 1 – mп.р m0 f Vп.р V0 ; 2 – Cп.р C0 f Vп.р V0 . Процесс подразделяют на три периода [79, 80, 81]. Первый период характеризуется простым вытеснением маточного раствора из пор осадка, он заканчивается, когда на выходе из наиболее крупных капилляров слоя осадка появится промывная жидкость. Концентрация по вымываемому компоненту раствора, вытекающего с фильтра в этот период (Сп.р), постоянна и примерно равна концентрации маточного раствора С0. Второй период – переходный, характеризуется продолжением вытеснения маточного раствора из мелких капилляров осадка и протеканием промывного раствора через крупные капилляры. Концентрация раствора, выходящего из фильтра, резко падает. В третий период промывки из всех капилляров осадка вытекает разбавленный промывной раствор, концентрация которого медленно снижается до нулевой. В этот период промывка идет в основном за счет диффузии растворенных веществ из пленок, адсорбированных на поверхности твердых частиц в объем раствора. Границы периодов не постоянны, зависят от свойств промываемого материала, толщины и структуры осадка, скорости промывки. Переход от первого к второму периоду имеет место при пропускании примерно 0,5–0,7 объема промывного раствора на один объем маточного раствора в порах осадка, а переход от второго к третьему происходит при отношении объемов 1,3–1,5. Для полной отмывки осадка требуется более 25 объемов промывного раствора, т.е., эффективность промывки в последний период очень мала, поэтому обычно промывку заканчивают при пропускании около 3 объемов промывного раствора нa один объем маточного раствора в порах осадка. Каждому из трех рассматриваемых периодов соответствует собственное уравнение [73]: 129 первый период: m / m0 a(Vпр / V0 ) ; второй период: m / m0 b c(Vпр / V0 ) i(Vпр / V0 ) 2 ; третий период: m / m0 1 k (Vпр / V0 ) . Здесь m, m0 – массы растворенного вещества в промывной жидкости и фильтрате, содержащемся в порах осадка; Vпр и V0 – объем промывной жидкости и фильтрата перед промывкой; a, b, c, i, k – константы, значения которых зависят от физико-химических свойств системы. Для описания режима движения жидкости на первой стадии используются модели идеального вытеснения или идеального перемешивания. Для нахождения количества промывной жидкости на второй стадии используется зависимость Vпр / hос A lg( c0 / c) (1.231) или Wпр / hос A(lg c lg c0 ) /( 1 ) , (1.232) где hос – толщина слоя осадка; с0 – начальная концентрация растворенного вещества в фильтрате; с – концентрация растворенного вещества в промывной жидкости в момент времени ; 1 – время первой стадии промывки; A – коэффициент. Для повышения суммарной эффективности промывки на фильтрах непрерывного действия, ее могут вести многократно. Организация многократной промывки на фильтрах периодического действия сопряжена с необходимостью в использовании дополнительных емкостей для сбора раствора в период работы фильтра в режиме фильтрования и сушки. На практике наиболее часто встречаются схемы промывки с полным отбором промывных вод и с полным присоединением промывных вод к основному раствору. По первой схеме обычно работают в тех случаях, когда промытую фазу направляют в отвал, а укрепленную промывную воду используют в предшествующих технологических операциях. В таких системах помимо достижения общих высоких показателей промывки (снижение числа каскадов и технологических 130 потерь с отвальным шламом) желательно получать укрепленную промывную воду с наиболее высокой концентрацией технологического реагента. Схемы с полным присоединением промывных вод к рабочему раствору выбирают при затруднениях с оборотным использованием промывных вод или при ценном твердом материале и сливе получаемых промывных вод в отвал, когда необходимо максимально снизить степень загрязнения твердой фазы вредными компонентами раствора. Состав отвальных промывных вод определяется главным образом соображениями максимального снижения расхода свежей воды на промывку. В более сложных технологических вариантах применяют совмещенные схемы промывки. Их рассматривают аналогично, составляя материальные балансы жидких фаз и реагентов. При последовательной промывке свежий промывной раствор непрерывно подается в репульпаторы на все ступени промывки, с фильтра каждой ступени выводится промывной раствор, а твердый материал непрерывно передвигается от первой ступени к последней. По такой схеме получают хорошее качество отмытого твердого материала, но при этом образуется большой объем промывных растворов, из которых только небольшая доля с первой ступени представлена в виде достаточно концентрированного раствора. Обычно эту схему применяют, когда главную ценность имеет твердая фаза, и к ее чистоте предъявляются высокие требования. Если цель промывки – повышение извлечения полезного компонента в растворы, которые далее перерабатываются, стоит задача сокращения их объема и, соответственно, повышения концентрации ценного компонента. В этом случае применяют противоточную промывку [82]. Для расчетов промывки осадков по схемам последовательной и противоточной промывки можно использовать формулы (1.233) и (1.234) соответственно 131 n Сn Cn 1 C0 1 Vп.р / V 1 Vп.р / V C0 1 Vп.р / V n 1 (1.233) (1.234) где С0 и Сn – концентрации отмываемого вещества в исходном и промытом продуктах; Vп.р и V – объемы промывного раствора, добавляемого на промывку и удерживаемого твердой фазой; n – число ступеней промывки. Для описания процесса промывки твердого материала от целевого компонента с помощью промывной жидкости или растворителя используется диффузионная модель [74], которая описывает процесс с помощью уравнения 2 f f f (1.235) 0 x x x где u0 – средняя скорость промывной жидкости; f 1 / 2 – доля поперечного сечения слоя; 1 – объем крупных пор частицы и межзерновых каналов; 2 – объем мелких и тупиковых пор твердой частицы; DЭ – коэффициент, характеризующий скорость выравнивания границы раздела целевой компонент – растворитель. Для случая диффузионной промывки твердого пористого вещества можно использовать зависимость DЭ 2 u0 2c1 k1 с k1 c1 0 (1.236) x Э x u1 Здесь c1 – концентрация целевого компонента в крупных порах и межфазовых каналах (в объеме 1); k1 – коэффициент переноса; – удельная поверхность частицы; Э – пористость частиц; – коэффициент; u1 – линейная скорость промывной жидкости (растворителя) в расчете на свободное сечение слоя. Для сжимающихся осадков проницаемость фильтра меняется во времени, а процесс изменения проницаемости может быть описан зависимостью [70, 71] 132 (1.237) rос r0 r1p n , (n = 0,6–0,9). Величина разности давлений может быть определена по уравнению (1.238) 3 /(1 2 ) Ap m , где A – константа; – пористость. При проведении процесса фильтрования наблюдается пленочное течение жидкости в пористой среде, на которое оказывают влияние размеры и форма межзерновых каналов, характер укладки частиц и их удельная поверхность, а также степень взаимодействия частиц [47, 78]. Для описания профиля скоростей в падающей пленке используется уравнение, полученное при решении уравнений Навье-Стокса g y 2 , u hy (1.239) 2 где u – скорость жидкости вдоль оси x; – плотность жидкости – динамическая вязкость жидкости; h – толщина пленки. Расход жидкости будет равен R Q u ( y)dy gh3 /(3 ) . (1.240) 0 Уравнение неразрывности для рассматриваемого случая имеет вид h Q 0. (1.241) x Для случая, когда начальная форма пленки имела вид ступеньки, получим два решения уравнения (1.241) h h0 const и h x /( gr) . (1.242) При стекании пленки по каналу цилиндрической формы уравнение, описывающее течение жидкости, запишется в виде d du r gr , (1.243) dr dr 133 тогда расход жидкости определится по формуле g 4 R 1 Q y ln y 2 ( R 2 y 2 ) ( R 4 y 4 ) . (1.244) 2 4 y Уравнение неразрывности для рассматриваемого случая y 1 Q y 0. (1.245) 2y y x В результате решения этого уравнения получим уравнение, описывающее кинетику стекания жидкости в каналах цилиндрической формы x g 2 R 2 2 (1.246) 2 y ln y R 0 . 2 y Промывка осадка никогда не может быть идеально полной, и со шламом последнего сгустителя всегда будет уноситься некоторое количество реагента. Для определения эффективности промывки используется величина E, которая равна отношению количества отмытого целевого компонента к общему его количеству в жидкости перед промывкой [75, 76] (1.247) E 1 (1 E1 ) m где m – модуль промывки, равный количеству промывной жидкости, отнесенному к количеству жидкости, находящейся в твердой пористой фазе (при m = 1, E = E1); E1 – эффективность промывки при величине модуля промывки, равной m = 1. Величина E1 обычно равна 0,35 – 0,85, или, в среднем, 0,7. 11. КОНВЕКТИВНАЯ СУШКА ОСАДКОВ НА ФИЛЬТРАХ Последовательная организация процессов фильтрации и промывки, характерная целому ряду фильтрационных установок, далеко не всегда позволяет достичь приемлемых технологией значений остаточной влажности осадка и величины 134 загрязненности получаемого осадка растворенными в жидкой фазе примесями. Традиционный подход к решению этой проблемы состоит в термической подсушке осадков во всевозможных печных и внепечных тепловых агрегатах, что позволяет снизить влажность сухого остатка до весьма низких величин, но не дает возможности избавить осадок от нежелательных примесей. Термическая сушка предполагает выпаривание жидкости, в ходе которого растворенные в ней вещества остаются в осадке в твердой форме и уже не могут быть удалены. Такой способ сушки характеризуется высокими расходами сушильного агента и топлива, большими эксплуатационными расходами и оказывает ощутимое влияние на себестоимость готовой продукции. Современный подход к решению задачи предусматривает организацию процесса подсушки осадка непосредственно на фильтре путем продувки сушильного агента сквозь слой дисперсного материала. При этом стадия сушки является одной из составляющих полного цикла обезвоживания. Снижение влажности осадка при сушке на фильтре достигается совместным действием двух механизмов: замещения поровой влаги сушильным агентом и испарением жидкости при повышенной температуре [85]. В общем случае, сушкой называется процесс удаления влаги из веществ путем ее испарения и отвода образующихся паров. Удаляемым компонентом сушки обычно является вода или иной другой легколетучий компонент. По физической сущности сушка является процессом совместного тепломассопереноса и сводится к перераспределению и перемещению влаги под воздействием теплоты из глубины высушиваемого материала к его поверхности и последующему ее испарению. В процессе сушки влажное тело стремится к состоянию равновесия с окружающей парогазовой средой, поэтому его температура и влагосодержание в общем случае являются функциями времени () и пространственных координат (х, у, z). t f1 ( x, y, z, ) , (1.248) 135 wv f 2 ( x, y, z, ) . (1.249) Уравнения (1.248) и (1.249) описывают динамику нагрева и удаления влаги из твердого тела. Их решения при конкретных условиях взаимодействия, дополненные начальными и граничными условиями, дают информацию о профилях температур и влагосодержаний. Основной характеристикой процесса сушки служит суммарный коэффициент теплопередачи kV, который, как известно, является обобщенным показателем, учитывающим все три возможных вида переноса энергии (теплопроводностью, конвекцией и диффузией). Большое внимание расчету этого показателя уделено в разделе «Тепломассообменные процессы в зернистом слое». Приведенная в нем зависимость (1.124) позволяет определить численное значение суммарного коэффициента теплопередачи. Доля энергии, передаваемой каждым из перечисленных способов, зависит типа и конструкционных особенностей сушилки [85]. В зависимости от способа подвода теплоты выделяют следующие виды сушки: конвективную, контактную (кондуктивную), радиационную, сублимационную и диэлектрическую. Сушка осадка на фильтрах носит конвективных характер и ведется в условиях непосредственного контакта материала и сушильного агента. Подвод теплоты осуществляется газовой фазой (чаще всего, воздухом или продуктами сгорания топлива), которая в процессе сушки охлаждается с увеличением своего влагосодержания. Определяющее значение на ход процесса сушки оказывают свойства обезвоживаемого материала, сушильного агента (оценке которых было уделено обширное внимание в предыдущих разделах) и условия контакта фаз. В результате контакта с влажным материалом газтеплоноситель насыщается парами жидкости и становится влажным. Скорость этого процесса описывается кинетическими функциями. Под кинетикой процесса сушки понимают изменение средних по объему влагосодержаний wv и температур t . В 136 общей форме кинетические уравнения имеют интегральный характер и записываются в виде [83] wv f 3 ( x, y, x, )dxdydz , (1.250) V t f 4 ( x, y, x, )dxdydz . V (1.251) Под интенсивностью сушки понимают скорость удаления влаги (dwv / d ) . Знак «минус» перед дифференциалом свидетельствует о снижении скорости сушки по мере стремления системы твердое тело – газ к состоянию равновесия. Скорость сушки, в случае, если материал имеет дисперсную структуру, зависит от формы и размеров частиц, порозности слоя, формы и состояния межфазной поверхности, теплофизических свойств материала и газа, вида связи влаги с материалом и иных факторов [39, 40, 89]. Рассмотрим влажное тело, находящееся в контакте с газовым потоком. При постоянном давлении и неизменной температуре такой поток характеризуется величиной относительной влажности . Если давление пара в жидкости станет в некоторый момент времени отличным от парциального давления пара этой жидкости в газовой фазе, то между фазами будет протекать массообменный процесс вплоть до достижения равенства этих давлений. При этом прекращается массообмен и наступает состояние динамического равновесия, характеризуемое новым значением равновесной влажности р. Направление массопереноса определяется абсолютными значениями давлений пара в газовом потоке рп и в материале pм. Удаление влаги из материала (десорбция) возможна только при pм > pп. В случае, если соотношение обратно pм < pп, влага сорбируется материалом [87]. В условиях постоянства давления и температуры достижение динамического равновесия говорит о том, что каждому значению относительной влажности соответствует определенная величина равновесного p влагосодержания материала. На основе этих данных строят изотерму сорбции (рис. 1.24). 137 Гигроскопическое состояние Влажное состояние 100 % Связанная р 0 Равновесная влага влага Свободная (несвязанная) влага Удаляемая влага р нас Рис. 1.24. Диаграмма состояния влажного материала. Если тело с влагосодержанием нач > нас находится в контакте потоком газа, имеющим относительную влажность , то сушка будет протекать до тех пор, пока влагосодержание материала не достигнет величины р, которая соответствует данной влажности. Дальнейшего снижения влажности материала не произойдет, сколь продолжительным бы ни было время сушки. Разность влагосодержаний (нач – р) представляет собой относительное количество влаги, которое может быть удалено при относительной влажности газовой фазы, равной . С точки зрения теории сушки следует рассматривать упоминавшуюся ранее классификацию форм связи влаги с материалом под несколько иным углом. Поскольку процесс сушки материала сопровождается разрушением связей между дисперсной фазой и жидкостью, целесообразно оценить величину энергии, затрачиваемой на разрушение этих связей. Согласно исследований Лыкова [87, 89], работа отрыва 1 моля воды А при изотермически обратимом процессе без изменения состава будет отвечать зависимости 138 A F RT ln( pн.п. / pп ) RT ln , (1.252) где F – изменение свободной энергии системы, Дж; pн.п. – давление насыщенного пара при температуре T, Па; pп – давление реального пара при температуре T, Па; - относительная влажность. На основании уравнения Гиббса-Гельмгольца получим (F ) , dH dF T (1.253) T где H – энтальпия изотермического процесса или энергия отрыва связанной воды, Дж. В дифференциальной форме запишем Q RT 2 ( ln pп / T ) ( ln pн.п. / T ) Q(wv ) Q0 , (1.254) где Q( wv ) – теплота испарения влаги из материала при данном влагосодержании wv , Дж/кг; Q0 – теплота испарения свободной воды, Дж/кг. Формула (1.254) довольно сложна, поэтому обычно ее упрощают, допуская, что в узком диапазоне температур ln Q RT 2 const . (1.255) T С учетом этого упрощения между давлением пара связанной воды, температурой и теплотой испарения жидкости наблюдается зависимость Q pп pн.п. exp (1.256) . RT В процессах, где давление p постоянно и удовлетворяет соотношению pdV = d(pV), бесконечно малое количество теплоты dQ можно представить в виде полного дифференциала dQ dH . (1.257) Изменение энтальпии в процессах, протекающих при постоянном давлении, равно количеству теплоты, подведенному к системе. Если теплообмен с окружающей средой отсутствует, то ее энтальпия при изобарно-адиабатическом процессе постоянна (H = const). 139 В условиях взаимодействия газа и жидкости процесс теплообмена осложняется переносом массы в виде пара с поверхности жидкости, поэтому уравнение (1.257) примет вид dQ dH H ж dW 0 , (1.258) где Нж = сжtж – энтальпия жидкости, Дж/кг; dW – изменение массы жидкости, отнесенное к массе абсолютно сухого газа. Величина dW характеризует перенос влаги в виде пара с поверхности испарения в газовую фазу. При этом влагосодержание газовой фазы изменяется на бесконечно малую величину dx, т.е. dW dx и дифференциальное уравнение (1.258) принимает следующий вид dH H ж dx . (1.259) После интегрирования уравнения (1.259) в пределах некоторых состояний 1 и 2, получим H 2 H1 H ж ( x2 x1 ) cжt ж ( x2 x1 ) . (1.260) Моделирование процесса сушки состоит в составлении системы уравнений на основе материального и теплового балансов сушки. Материальный баланс имеет целью определение количества (расхода) испаренной влаги и расхода сушильного агента. Его составляют для потоков высушиваемого материала и газа. При составлении баланса по высушиваемому материалу в качестве исходных параметров чаще всего используют влажность материала. Для стационарного слоя дисперсного материала, продуваемого потоком сушильного агента уравнение массообмена можно составить, обозначив через m1 и m2 массы исходного и высушенного материалов, через 1 и 2 – их влажности, а через W – массу удаляемой из материала влаги, получим материальный баланс в форме системы из двух уравнений m1 (1 1 ) m2 (1 2 ), (1.261) m2 m1 W . Откуда можно определить массу удаляемой влаги W m1 (1 2 ) /(1 2 ) . (1.262) 140 Эта влага в процессе сушки в виде паров поступает в сушильный агент, повышая его влагосодержание. В таком случае, для газовой фазы справедливым будет уравнение Lx1 W Lx2 , (1.263) где L – масса абсолютно сухого газа, кг; x1 и x2 – влагосодержания газа на входе и выходе из фильтра соответственно, в расчете на 1 кг абсолютно сухого газа. Отсюда масса абсолютно сухого газа, необходимого для сушки материала до заданной температуры определяется по формуле L W /( x2 x1 ) . (1.264) Характеристикой эффективности рассматриваемого способа сушки может служить необходимая масса подаваемого абсолютно сухого газа l, обеспечивающая испарение единицы массы воды: l L / W 1/( x2 x1 ) . (1.265) Тепловой баланс процесса сушки осадка на фильтрах несколько отличается от основного варианта конвективной сушки, реализуемой в специальных сушильных устройствах, однако его математические формулировки и в том и в другом случаях аналогичны. Рассмотрим тепловой баланс сушки осадка на фильтре исходя из особенностей аппаратурного оформления процесса. В общем случае для его организации необходимо наличие двух устройств: калорифера, в котором поступающий на сушку воздух подогревается до заданной температуры и сушильной камеры [40]. Если исключить возможность любого химического взаимодействия в слое дисперсного материала, то все тепло, поступающее в систему, складывается из физического тепла влажного материала и физического тепла сушильного агента. В свою очередь, физическое тепло влажного материала включает энтальпию влаги и энтальпию абсолютно сухого материала. Подведенная в сушильную камеру энергия тратится на нагрев влаги, ее удаление и нагрев подсушенного материала, следовательно, в расходной части теплового баланса будут четыре статьи: энтальпия влажного воздуха, эн141 тальпия подсушенного материала, энергия, затраченная на испарение жидкости и потери тепла во внешнюю среду. Обозначим параметры сушильного агента до калорифера индексом 0 (x0, H0), после калорифера – индексом 1 (x1, H1), после сушильной камеры – индексом 2 (x2, H2). Пусть влажный материал, массой M1 в процессе сушки меняет свою энтальпию от H м1 до H м 2 . Тогда количество теплоты, поступившей в сушильную камеру с материалом будет отвечать зависимости M1H м1 M 2с м1 Wсв1 , (1.266) где см – теплоемкость высушенного материала, Дж/(кгК); 1 – температура материала, поступающего в сушилку, К; св – теплоемкость воды, Дж/(кгК). Отводимое с материалом тепло определяется по формуле M 2 H м2 M 2с м 2 , (1.267) где 2 – температура высушенного материала, уходящего из сушильной камеры, К. Энергия, подводимая с сушильным агентом, складывается из его энтальпии перед калорифером LH0 и энергии, переданной ему в калорифере Qк. Расход энергии с сушильным агентом моет быть оценен величиной его энтальпии после сушильной камеры LH2. Учитывая все возможные пути поступления и отвода энергии для системы калорифер – сушильная камера, можно записать общее уравнение теплового баланса процесса сушки LH 0 M 2c м1 Wc в1 Qк LH 2 G2c м 2 Qп , (1.268) где Qп – потери тепла во внешнюю среду, Дж. Потери тепла во внешнюю среду, в свою очередь, можно разложить на три составляющие: потери, связанные с нагревом стенок фильтровальной камеры, тепло, теряемое вследствие конвективного теплообмена внешних частей камеры с окружающим воздухом и тепла, уносимого движущимися частями фильтра (фильтрационная ткань, железная сетка, резиновый коврик и др.). Доля тепла, затрачиваемого на нагрев окружающего воздуха в таких аппаратах обычно невелика, и им в технических расчетах пренебрегают. Двумя другими со142 ставляющими пренебрегать не следует, не смотря на то, что учет их, ввиду большого числа нагреваемых конструкционных элементов фильтра, сложен. Общие потери энергии в таком случае можно записать в виде Qп mi ci (tiнач tiкон ) , (1.269) i где m – массы элементов конструкции, кг; с – теплоемкость конструкционного материала, Дж/(кгК); tнач и tкон – средние температуры элементов конструкции до и после окончания сушки. Общий расход теплоты на сушку составит Qк L( H 2 H 0 ) M 2c м ( 2 1 ) Wc в1 Qп . (1.270) Разделив обе части выражения на массу удаляемой влаги W, получим выражение для удельного расхода теплоты (т.е. отнесенного к 1 кг испаряемой влаги) qк l ( H 2 H 0 ) q м qп cв1 , (1.271) где qм – удельный расход энергии на нагрев высушенного материала, Дж/кг; qп – удельные потери энергии на нагрев элементов конструкции, Дж/кг. Выражения (1.270) (1.271) дают только общее представление о процессе сушки, но ни как не отражают ее механизм, вдобавок, решение этих уравнений возможно лишь при наличии данных о физических параметрах дисперсного материала и сушильного агента по завершении сушки, что требует проведения эксперимента. Расчет этих параметров теоретическим путем реализуем на основе уравнений кинетики сушки [84, 87, 90], которая, как уже отмечалось, характеризуется изменением средних влагосодержаний материала и температур, что в общем случае описывается выражениями (1.250) и (1.251). Если рассмотреть упрощенную математическую модель сушки малой сферической частицы, величина которой столь мала, что градиентами температуры и влагосодержания внутри нее можно пренебречь, предполагая, что процесс сушки лимитируется подводом теплоты и что вся теплота, подводимая к ней, идет на испарение влаги, можно составить следующий тепловой баланс: 143 (1.272) d 2 (t ) (d 0 / d )(d 3 / 6) м rп , где – коэффициент теплоотдачи от газа к частице материала, Вт/(м2К); d – диаметр частицы, м; t и – температуры сушильного агента и материала соответственно, К; м – плотность материала, кг/м3; rп – теплота парообразования жидкости, Дж/кг. Выразим из этого уравнения скорость сушки (t ) . d 0 / d 6 (1.273) d м rп Из уравнения следует, что с уменьшением размера частиц дисперсного материала, увеличением температуры газа и коэффициента теплоотдачи скорость сушки возрастает. Для изучения кинетики сушки могут использоваться два подхода. В первом случае исходят из анализа внутреннего механизма движения потока влаги. Во втором – из воздействия внешних условий (как правило, параметров сушильного агента) на скорость сушки материалов. При этом первое направление требует фундаментального изучения механизмов образования и перемещения влаги внутри материала. Их может быть несколько: 1) диффузия в сплошном гомогенном твердом теле; 2) капиллярный поток в зернистых и пористых твердых материалах; 3) поток, вызванный уменьшением объема и давления; 4) поток, вызванный силой тяжести; 5) поток из-за последовательной смены процессов испарения и конденсации [82]. При сушке осадка на фильтре перечисленные механизмы перемещения влаги сменяют друг друга, поэтому для осуществления численного расчета необходимо располагать достоверными сведениями о каждой из этих стадий. Исследования в этой области продолжаются, но пока трудно говорить о достижении ощутимых результатов в силу сложности составления соответствующих математических моделей. Поэтому на практике к этому методу расчета прибегают крайне редко, что, однако, ничуть не умаляет значимости и перспективности анализа внутреннего механизма движения потока влаги. 144 Гораздо более часто используется второе направление, основанное на учете влияния внешних воздействий на скорость сушки, так как его результатами можно с высокой степенью надежности воспользоваться при расчете к проектировании сушильного оборудования. В настоящее время наибольшую известность получила, предложенная А.В. Лыковым, теория углубления зоны испарения, используемая при математическом описании сушки [87, 90]. В ее основе лежит условное разделение объема влажного материала на две зоны: зону испарения и влажную зону, которые непостоянны и определенным образом изменяются во времени. Между этими зонами существует некий пограничный слой, толщина которого также непостоянна. Предполагается, что испарение жидкости протекает не только на поверхности этого слоя, но и по всей его толщине, причем наибольшее количество жидкости испаряется на поверхности влажной зоны, а по мере приближения к поверхности тела интенсивность испарения снижается. Характер силового взаимодействия между влагой и материалом в пределах пограничного слоя различен. В зоне испарения преобладает адсорбционная влага, а во влажной зоне – капиллярная (испарение здесь происходит с поверхности менисков). Полагают, что на границе влажной зоны и зоны испарения газ полностью насыщен ( = 100 %), а в зоне испарения влажный газ находится в равновесии с влагой материала. На основании этих заключений Лыков делает вывод о наличии связи влагосодержаний материала и газа, выражаемой законом равновесия, что позволяет выражать движущую силу сушки через газовую фазу. Рассмотрим кривые сушки 1 и нагрева влажного материала 2, изображенные на рис. 1.25. 0 tг A B 2 C tм 1 145 Рис. 1.25. Кривые сушки (1) и нагрева (2) для периодов сушки I и II. Теоретически влагосодержание тела может достигнуть минимального значения 0р за бесконечно большой промежуток времени. Причем скорость процесса при стремлении влагосодержания к равновесному значению уменьшается, а в момент равновесия становится равной нулю и кривая сушки асимптотически стремится к горизонтальной прямой 0р d 0 0. lim (1.274) 0 d На кривой кинетики сушки можно выделить три участка: период прогрева АВ; период постоянной скорости сушки ВС – первый период; период падающей скорости CD – второй период. В период прогрева АВ подводимая к телу теплота расходуется на нагрев материала от начальной температуры 1 до температуры мокрого термометра tм и испарение небольшой части влаги. Период прогрева обычно незначителен по сравнению с другими периодами сушки. Скорость сушки в это время обычно возрастает от нуля до некоторого значения. В периоде постоянной скорости сушки ВС влажность материала интенсивно уменьшается по линейному закону и вся теплота, подводимая к телу, затрачивается на интенсивное поверхностное испарение влаги. Температура материала остается постоянной, практически равной температуре испарения жидкости со свободной поверхности tм. 146 В период падающей скорости сушки уменьшение влагосодержания материала выражается некоторой кривой CD (которую в общем случае тоже можно разделить на два участка). В конце второго участка влагосодержание асимптотически стремится к равновесному, достижение которого означает полное прекращение дальнейшего испарения влаги из материала. В этом периоде испарение влаги с поверхности материала замедляется, его температура начинает повышаться и может достигнуть температуры газовой фазы tг. На снижение скорости сушки при уменьшении влажности материала влияют рост внутреннего диффузионного сопротивления процессу, снижение влагосодержания материала у его поверхности вплоть до гигроскопического, падение концентрации пара у поверхности испарения. Графически скорость сушки в каждый момент времени может быть определена по кривой ABCD путем графического дифференцирования1. Данные о кинетике сушки отображаются впоследствии в виде кривых в координатах влагосодержание материала – скорость сушки. Чаще всего кинетические кривые сушки получают на основе экспериментальных данных при постоянных параметрах (t и х) сушильного агента. Однако непосредственное применение этих кривых ограничено тем обстоятельством, что температура и влагосодержание газовой фазы при организации сушки с просачиванием изменяются по толщине дисперсного слоя, причем закон этого изменения определяется гидродинамическими и тепломассообменными параметрами процесса. Существуют и приближенные расчетные способы нахождения продолжительности сушки основанные на закономерностях тепломассопереноса в системе твердое тело – газ [87]. Наиболее точным способом теоретического расчета продолжительности сушки является усреднение по объему влагосо1 Для этого к произвольной точке кривой проводят касательную до пересечения с осью абсцисс. Тангенс угла наклона этой касательной к оси абсцисс соответствует скорости сушки в данный момент времени. 147 держаний и температур, определенных по уравнениям динамики сушки (1.248) и (1.249). Общего математического описания на их базе построить невозможно, поэтому получаемые этим методом закономерности представляют собой частные решения, использование которых весьма ограничено. Фактически, теоретические методы расчета разработаны только для дисперсных слоев с частицами правильной геометрической формы: шара, бесконечного цилиндра, симметричной пластины, достаточно редко встречается на практике. Кроме того, входящие в подобные уравнения величины, например, коэффициент эффективной диффузии, трудно определимы. Попрежнему, наиболее действенным способом математического описания кинетики сушки, а, следовательно, и расчета ее продолжительности, является аппроксимация кривой сушки, для построения которой необходимы экспериментальные данные. Попробуем описать процесс сушки с точки зрения процессов, протекающих при межфазовом контакте в объеме дисперсного материала [87]. Полезные затраты энергии, подводимой с сушильным агентом, включают теплоту, расходуемую на нагрев влажного материала и тепло, идущее на испарение жидкости. Физические параметры системы влажный материал – газ, как уже отмечалось ранее, непостоянны как во времени, так и в пространстве, что описано уравнениями (1.248) и (1.249). Поэтому для осуществления дальнейшего расчета необходимо перейти к интегральным характеристикам системы, и составить тепловой баланс сушки, основываясь уже на интегральные характеристики [82]. Руководствуясь принятыми выше обозначениями для массы влаги W, массы подсушенного материала M2, теплоемкости влаги и сухого материала св и cм соответственно и др., а через S обозначив общую поверхность влажного материала, выразим затраты теплоты на нагрев материала в единицу времени (с м M 2 cвW ) / . (1.275) Количество энергии, затраченное на испарение влаги, отвечает формуле 148 (1.276) rп dW / d rM 2 d 0 / d . Будем считать, что потери тепла вовне отсутствуют, тогда по закону сохранения энергии, количество теплоты, расходуемой на нагрев материала и испарение влаги равно количеству теплоты, подводимой в единицу времени ко всей поверхности тела S. Средний удельный поток теплоты на единицу поверхности тела будет равен S (1 / S ) qdS Sq . (1.277) S Сложив уравнения (1.275) и (1.276) и приравняв их к (1.277), получим d d 0 ( c M с W ) r М Sq м 2 в п 2 d d (1.278) или W d d 0 M ( c с ) r М Sq (1.279) 2 м в п 2 M 2 d d Отнесем все члены последнего уравнения (1.279) к объему тела и, учитывая, что W/M2 = 0 и M2/Vс = с, получим выражение для удельного расхода энергии d d 0 (1.280) q (c м св 0 ) м RV R r , м V п d d где RV = Vc/S – приведенный радиус тела, м. Поскольку теплоемкость влажного тела c = cм + cв0, то можно записать d 0 d qп м RV rп (1.281) 1 (с / rп ) d d или d 0 1 Rb , qп м RV rп (1.282) d где Rb с / rп d / d – критерий Ребиндера. Выражение (1.282) является основным уравнением кинетики сушки, но чтобы его использовать, необходимо знать 149 зависимость влагосодержания от времени. Эту зависимость можно получить, решая систему дифференциальных уравнений тепло- и массопереноса. Наибольшую сложность представляет математическое описание массообмена при испарении жидкости в объеме дисперсного слоя. Интенсивность испарения жидкости и ее перехода из объема материала в газовую фазу определяют скорость процесса сушки [38, 82]. В теории сушки под скоростью массопередачи при сушке понимают массу влаги, испаряемой с единицы поверхности материала в единицу времени, в принятых ранее обозначениях она выражается зависимостью dW M 2 d 0 , Sd S d (1.283) или тв ( 0р 0 ) , (1.284) где – скорость массопередачи, кг/(м с); тв – коэффициент массопередачи в твердой фазе, кг/(м2с). С другой стороны, скорость массопередачи может быть выражена и через газовую фазу г ( п. р. п ) , (1.285) где г –коэффициент массопередачи, выраженный через газовую фазу, кг/(м2с); п.р. – плотность (концентрация) пара в газовой фазе, находящейся в равновесии с телом, влагосо2 держание которого 0р ; п – текущее значение плотности (концентрации) пара в газовой фазе. Приравняв правые части выражений (1.284) и (1.285), получим тв ( 0р 0 ) г ( п. р. п ) . (1.286) Необходимо отметить, что коэффициенты тв и г, входящие в уравнение (1.286), зависят от площади испарения S. Однако испарение жидкости происходит не со всей поверхности дисперсного материала, особенно в капиллярнопористых средах, а только с поверхности менисков жидко150 сти, находившейся в порах и капиллярах. В процессе постепенного испарения влаги глубина и конфигурация менисков меняется, а, значит, изменяется и площадь испарения. Это положение является ключевым в разработанной А.В. Лыковым теории углубления зоны испарения. Естественно, определить истинную поверхность испарения не представляется возможным, поэтому скорость массопередачи принято относить к геометрической поверхности тела, условно принимая ее за поверхность испарения. Часто при определении скорости массопередачи в процессе испарения ее выражают через коэффициент массопередачи в газовой фазе и парциальное давление паров р ( рп. р. рп ) , (1.287) где р – коэффициент массопередачи, выраженный через парциальное давление паров, кг/(м2с). При проведении численных расчетов скорость массопередачи удобнее выражать через влагосодержания сушильного агента x ( x p x) , (1.288) где х – коэффициент массопередачи, выраженный через влагосодержания сушильного агента, кг/(м2с). Стадиями массопереноса при сушке являются перенос в твердой фазе (внутренний) и перенос в газовой фазе (внешний). Перенос пара в газовой фазе – от поверхности материала в ядро потока сушильного агента осуществляется конвективной диффузией. Кроме внешней и внутренней задач массообмена при сушке выделяют также смешанную задачу, когда диффузионное сопротивление и сопротивление пограничного слоя сравнимы по величине. В этом случае решение внутренней и внешней задач необходимо проводить в совокупности. Количественным фактором, позволяющим определить задачу переноса влаги и теплоты является критерий Био l Bi , с ( 0 / п ) 151 где (p, x) – один из коэффициентов массоотдачи, кг/(м2с); ( 0 / п ) , ( 0 / н ) или ( 0 / x) – производная, соответствующая данному коэффициенту массоотдачи; l – характерный геометрический размер тела, м. При сравнительно больших значениях числа критерия Био Bi 20 условия массообмена в большей мере определяются свойствами материала (внутренняя задача), а влияние внешних факторов на процесс незначительно, что представляет серьезные трудности для интенсификации сушки. Такая задача характерна для материалов, имеющих ультрамикропоры, влага в которых перемещается в результате твердофазной диффузии (гранулированные полиамиды, полиэфиры, полипропилен и др.) [82]. Для числа Bi < 1 скорость процесса практически полностью определяется внешними условиями массообмена, что позволяет существенно воздействовать на скорость процесса путем создания соответствующей гидродинамической обстановки в аппарате. Для внешней задачи характерно удаление влаги из сыпучих крупнопористых материалов со свободной или слабо связанной влагой (блочные полистиролы, некоторые сополимеры стирола, минеральные соли). При 1 < Bi < 20 внутридиффузионное сопротивление и сопротивление пограничного слоя сравнимы по величине (смешанная задача). Процесс можно интенсифицировать воздействием как на внешние, так и на внутренние параметры. При этом существует ряд способов преодоления диффузионного и теплового сопротивлений материалов (сушка токами высокой частоты, сушка со сбросом давления и др.). Смешанная задача – наиболее трудный для решения случай тепло- и массопереноса. Поэтому часто, если позволяют условия, задачу упрощают – сводят либо к внутренней, либо к внешней. Плотность потока пара, проходящего через пограничный и диффузионный слой, определяется законом массоотдачи [90] 152 dW ( п ) р ( pп п ) х ( x x) , (1.289) Sd где - коэффициенты массоотдачи, средние по поверхности испарения, выраженные через соответствующие величины в скобках, кг/(м2с). В период постоянной скорости сушки внутренний перенос массы практически не влияет на процесс, скорость которого определяется диффузионным сопротивлением в газовой фазе. Поэтому коэффициенты массопередачи в газовой фазе можно заменить в этот период соответствующими коэффициентами массоотдачи. При этом за равновесные значения можно принять параметры, соответствующие состоянию насыщения пара у поверхности материала: dW ( н.п. п ) р ( pн.п. п ) х ( xнас x) . (1.290) Sd При конвективной сушке тепло на испарение влаги поступает к материалу от сушильного агента. При этом тепловой поток можно выразить по уравнению теплоотдачи: dQ /( Sd ) (t г ) , (1.291) где - коэффициент теплоотдачи от газовой фазы к влажному материалу, Вт/(м2К); tг – температура газовой фазы, К; – температура материала, К. В период постоянной скорости сушки, как уже отмечалось ранее, все тепло, подводимое к высушиваемому материалу, идет на испарение жидкости, следовательно dW (t г ) rп (1.292) Sd Из уравнения (1.292) следует важный вывод: в период постоянной скорости сушки интенсивность процесса определяется в первую очередь подводом теплоты. Коэффициенты тепло- и массопроводности Nu и Nu m для случая испарения жидкости из дисперсного материала описываются критериальными зависимостями, аналогичными по форме приведенным в разделе «Тепломассообменные процессы в зернистом слое». В общем виде они могут быть описаны формулами 153 Nu 2 f1 (Re, Pr, Gu, ...) , (1.293) Nu m 2 f 2 (Re, Prm , Gu, ...) , (1.294) где Gu = (Т-Тм)/Т – критерий Гухмана, учитывающий термодинамическое состояние влажного газа. На основе анализа большого количества экспериментальных данных были получены следующие корреляционные выражения: (1.295) Nu 2 A Re a1 Pr0,33 Gu 0,175 , (1.296) Nu m 2 A2 Re a2 Prm0,33 Gu 0,135 , где A1, A2, a1 и a2 – коэффициенты корреляции (табл. 1.14). Таблица 1.14. Коэффициенты корреляции (уравнения 1.295 и 1.296). Re 1 – 2102 3103 – 2,2104 2,2104 – 2105 A1 1,07 0,51 0,027 a1 0,48 0,61 0,90 A2 0,83 0,49 0,0248 a2 0,57 0,61 0,90 Показатели степени при Re, Pr и Prm в уравнениях (1.295) и (1.296) превосходят таковые у критерия Gu, исходя из чего, можно сделать вывод о слабом влиянии термодинамики сушильного агента на процесс сушки. В литературе приводятся и иные критериальные уравнения тепломасообмена при сушке, в которых критерий Gu не используется. Например, уравнение (1.297) удовлетворительно аппроксимирует опытные данные по массопереносу при изменении критерия Re от 0 до 7105 0,33 (1.297) . Nu m 2 0,51Re 0,52 Prm Все предложенные закономерности отражают процесс внешнего массопереноса, и применимы лишь в тех случаях, когда именно эта стадия лимитирует процесс сушки. Если же сушку лимитирует массоперенос в твердом материале, т.н. внутренняя задача, то поток влаги может быть определен в дифференциальной форме по формуле (1.298) c grad( 0 ) , 154 где - коэффициент массопроводности; с – истинная плотность сухого материала, кг/м3. Дифференциальное уравнение массопроводности имеет вид с м с t / div(с grad ) (1.299) где см – теплоемкость материала, Дж/(кгК); с - теплопроводность сухого материала, Вт/(мК). Уравнение (1.299) по форме аналогично дифференциальному уравнению теплопроводности и тождественно с ним при смс 1. Применимость уравнения (1.299) ограничена изотермическими условиями, поскольку при невыполнении условия равенства температур в материале наблюдается т.н. явление термодиффузии, что подтверждается исследованиями А.В. Лыкова. При этом для определения поля влагосодержаний необходимо иметь данные о распределении поля температур, а, следовательно, уравнения тепло- и массопереноса должны рассматриваться совместно. В таком случае суммарный поток влаги в дифференциальной форме может быть описан выражением т c grad ( 0 ) т c grad (1.300) grad c grad ( 0 ) т где т – термодиффузный поток, кг/(м2с); т – коэффициент – относительный коэффициент термодиффузии, м2/(сК); т термодиффузии, 1/К. Как следует из приведенных уравнений, получить зависимость влагосодержания от времени, используемую в уравнении (1.282) – процесс достаточно трудоемкий. Чтобы избежать лишних трудностей в расчетах, иногда целесообразно использовать приближенные зависимости между этими величинами. Один из методов такой оценки предложил А. В. Лыков [87, 90]. Метод состоит в замене действительной кривой в период падающей скорости сушки прямой линией (рис. 1.26). В результате такой замены критическая точка смещается от 155 истинного значения в горизонтальном направлении (влево a или вправо б) в зависимости от формы кривой. d 0 d а б d 0 d N N 0 0 0p кр .пр кр 0 0 0p кр кр .пр Рис. 1.26. Графическое определение приведенного критического влагосодержания. Период падающей скорости сушки можно описать уравнением d 0 (1.301) K ( 0 0р ) , d где K – коэффициент пропорциональности, называемый коэффициентом сушки. Этот метод позволяет получить достаточно простое приближенное уравнение кривой сушки 0 0 lg( 0 0p ) lg( кр .пр p ) 1/ 2,3N , (1.302) 0 где кр .пр – равновесное значение влагосодержания в крити- ческой точке, аппроксимированное отрезком прямой; 0p – равновесное влагосодержание; - относительный коэффициент сушки, зависящий от природы высушиваемого материала; N – скорость сушки в период постоянства последней, определяемая режимом сушки. В первом приближении для определения относительного коэффициента сушки используется формула 156 1,8 / н0 , (1.303) где н0 – начальное влагосодержание тела. 157 Глава 2 ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ПРОЦЕССОВ ФИЛЬТРОВАНИЯ 158 12. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ ОБ ИНТЕНСИФИКАЦИИ Повышение эффективности фильтрационных процессов при соответствующем аппаратурном оформлении представляет собой сложную проблему, оптимальное решение которой еще не найдено. В первую очередь необходимо иметь стандартную методику испытаний, позволяющую определять эффективность не только нового, но и многократно использованного фильтра, и учитывающую такие свойства осадков, как распределение частиц по размерам, пористость или сжимаемость и другие. Большое значение для повышения эффективности работы фильтра имеют такие факторы, как предварительная подготовка пульпы, а также тип и свойства фильтрующей перегородки. Фильтруемость пульпы может быть повышена путем изменения некоторых ее свойств. С этой целью перед фильтрованием проводят специальную подготовку пульпы, которой предшествует качественная оценка ее устойчивости. Этой проблеме посвящены работы Дерягина [98] в области устойчивости пульп, в которых проводится исследование условий равновесия между вандерваальсовыми силами притяжения и электрическими силами отталкивания. Согласно его работ, существование трудно фильтруемых обусловлено тем, что твердые частицы, расположенные близко друг к другу, оказываются в потенциальной энергетической «яме», соответствующей минимальной энергии (рис. 2.1). При этих условиях, окружающая частицы вода находится в неравновесном состоянии, а следовательно скорости релаксации оказываются весьма низкими. Вода обладает важным свойством – в течении длительного времени она может сохранять свои измененные свойства. Этим активно пользуются при снижении устойчивости некоторых пульп перед фильтрацией, например, магнитной обработкой [98]. Обработанная в магнитном поле (напряженностью 8104 А/м) вода обладает плохой смачивающей способностью, что позволяет интенсифицировать процессы разделения пульп. Кроме магнитной обработки для уменьшения 159 устойчивости пульп применяют различные коагулянты и флокулянты. Механизм их действия и его количественное описание также являются задачей значительной трудности, пока не имеющей решения. Рис. 2.1. Зависимость общей потенциальной энергии W от расстояния l между двумя шарообразными частицами в пульпы. Фильтруемость некоторых пульп в агрегированном состоянии оказывается ниже, чем в диспергированном. Поэтому для предотвращения слипания частиц и с целью разрушения агрегатов вводят добавки, которые наводят заряды на частицах, препятствующие их сближению. Такой способ изменения устойчивости пульпы называют дефлокуляцией. В некоторых случаях фильтруемость пульпы можно повысить простым изменением pH среды. Наряду с физико-химическими и химическими способами подготовки пульпы широко используются и механические методы такие, как предварительная классификация (в гидроциклонах либо классификаторах) и флотация мелких фракций с помощью пузырьков воздуха. Уже в процессе фильтрации условия его протекания могут быть улучшены при повышении температуры, уменьшающей вязкость пульпы. Вспомогательными материалами называют вещества различного происхождения, вводимые в фильтровальный агрегат с целью удаления высокодисперсных взвесей. В качестве 160 вспомогательных веществ используют кизельгур, диатомит, бумажную массу, уголь, асбест, отбеливающую землю и др. Эти вещества, накапливаясь на фильтре, задерживают очень мелкие частицы осадка (диаметром 1 мкм и менее), увеличивают пористость осадка и снижают его гидравлическое сопротивление, а некоторые из них, например, активированный уголь, силикагель и отбеливающая земля, адсорбируют на поверхности мельчайшие твердые частицы (до 0,01 мкм), имеют свойство обесцвечивать жидкую фазу пульпы. Используемые вещества должны быть химически инертны по отношению к пульпы и нерастворимы в ее жидкой фазе, имея при этом узкий фракционный состав (частицы близких размеров). Выбор вспомогательных веществ и способа их использования производят опытным путем. Существует два способа ввода вспомогательных веществ в фильтровальный агрегат. Первый заключается в непосредственном добавлении их к фильтруемой пульпы в количестве 0,1 - 0,5 % (иногда до 2 %) от массы пульпы. Второй – в тонкослойном намывании вспомогательных веществ на рабочую поверхность фильтра или горизонтальную опорную решетку с образованием насадки. В промышленных стоках и гидрометаллургических пульпах наряду с твердыми частицами неорганического происхождения могут содержаться также растворенные соли, органические вещества и биогенные элементы. В процессе разделения таких пульп механическое фильтрование часто является только начальной стадией очистки, а удаление примесей неорганического происхождения ведется в других аппаратах. Сейчас разработаны также конструкции фильтров, позволяющие удалять биогенную фазу и органические примеси непосредственно в ходе фильтрации (биофильтры). Эти агрегаты конструктивно очень похожи на фильтры с насыпным слоем. Принцип их действия основан на нанесении на поверхность осадочного слоя тонкой пленки микроорганизмов, способствующих удалению органики и иных биогенных элементов. Если микроорганизмы относятся к аэробным бактериям, количества растворенного в жидкости кислорода недо161 статочно для их жизнедеятельности, то применяют аэрофильтры, в которых под слой нагнетают воздух. В процессе фильтрации микроорганизмы активно поглощают органику, быстро увеличивая свой объем. В результате этого происходит закупоривание межпорового пространства. Поэтому, для возобновления фильтрации био- и аэрофильтры необходимо регенерировать (промывать) до разрушения и удаления с зернистой загрузки биологической пленки. Активный ил, вышедший из биофильтра, механически отделяют от очищенной жидкости или промывных вод на барабанном вакуум-фильтре, рамном пресс-фильтре, камерном фильтре типа ФПАКМ или на центрифуге. После этого его сжигают, например, с помощью погружной горелки, или утилизируют. Предварительная биологическая обработка жидкости необходима, например, при удалении из жидкости растворенных веществ неорганического происхождения (катионов Na+, Са2+, Mg2+, анионов Cl–, NO3–) на ионитовых фильтрах, поскольку сорбционные процессы невозможны, при наличии следов органики в жидкости. Конструкция ионитовых фильтров подобна механическим фильтрам с насыпным слоем. В качестве сорбента в них используются высокомолекулярные полимеры (катиониты и аниониты). Ионитовые фильтры позволяют проводить глубокое обессоливание воды. Общая задача в инженерных расчетах фильтров с зернистым слоем в не зависимости от механизма очистки сводится к определению оптимальных условий работы, при которых время до получения фильтрата с заданными свойствами максимально. Работа фильтров в оптимальном режиме характеризуется, например, условиями, при которых за некоторое время исчерпывается защитное действие фильтра или достигается допустимый перепад давления на фильтре. Нередко задачу определения времени максимального защитного действия фильтра при очистке сточных вод можно свести к определению времени появления порции жидкости с заданной концентрацией удаляемой примеси. 162 13. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ В последнее время предпринимаются множественные попытки воздействовать на фильтруемость пульп путем введения в пульпу или нанесения на поверхность фильтра веществ, способствующих интенсификации фильтрования и воздействием на осадок физическими методами. Действие специальных добавок может быть основано на изменении свойств жидкой фазы (вязкость, поверхностное натяжение), либо на изменении поверхностных свойств твердой фазы (смачиваемость, агрегируемость) [99, 100]. Практика показывает, что несмотря на высокую эффективность высокомолекулярных добавок, использование их не всегда оправдано, и в отдельных случаях вместо снижения влажности осадка, напротив, наблюдается ее рост, хотя скорость фильтрации может возрасти. Объясняется это тем, что влага, заключенная внутрь агрегатов частиц попадает в область большего силового взаимодействия, чем та, которая расположена вблизи одиночных частиц. Широкое практическое применение вещества, способствующие интенсификации фильтрования нашли на железорудных и обогатительных фабриках. Особый интерес представляют органические вещества дифильного строения – соединения, гидрофобизирующая часть которых представлена углеводородным радикалом и группой неорганического происхождения, обеспечивающими хорошую растворимость добавки в воде. Адсорбируясь на поверхности твердого вещества, добавки этой группы резко изменяют свойства поверхности раздела фаз. Такие вещества широко применяют для обезвоживания угольных шламов. В их число входят, такие добавки, как «Сульфоника 95» и флокулянт «Суперфлок», используемые при обезвоживании шлама крупностью 70 % класса – 44 мкм. С их помощью влажность осадка снижается с 45–50 до 33 %. В некоторых работах приводятся результаты испытаний добавок «Тергинол», «Сепаран-2910», «Аэрофлок» и других, а 163 также ионогенных ПАВ, эффективно работающих при фильтровании и центрифугировании [101]. Суть механизма действия химических добавок объясняется изменением поверхностных натяжений на границах межфазового контакта, изменением вязкости пульпы и образованием флокул из мелких частиц твердой фазы. Все эти факторы проявляются на уровне капиллярных явлений в осадке и оказывают наибольшее влияние на процесс при обезвоживании тонкодисперсных осадков, причем наибольшая их эффективность замечена при обезвоживании несжимаемых осадков. Механизм действия флокулянтов основан на склонности частиц к слипанию (в следствии коагуляции и адгезии), сила которого зависит от расстояния между частицами пульпы. Коагуляция и адгезия проявляются на расстояниях, соизмеримых с размерами молекул, и для слипания двух частиц необходимо, чтобы они сблизились на необходимое расстояние. По этой причине, механизм действия флокулянтов имеет вероятностный характер и определяется вероятностью столкновений частиц между собой и способностью их слипаться. Слипание частиц вызывает следующие явления: 1) нейтрализацию электрических зарядов, окружающих частицу; 2) осаждение объемных флокул (например, гидроокисей металлов), улавливающих мелкие частицы; 3) создание «мостиков» между мелкими частицами (с помощью добавок высокомолекулярных поверхностно-активных веществ). При выборе флокулянта необходимо учитывать его химическую природу и возможность загрязнения конечного продукта нежелательными примесями (табл. 2.1). Кроме химических реагентов, повышению фильтруемости пульпы могут способствовать и иные вещества, химически нейтральные по отношению к пульпе. Широкое применение вспомогательные вещества находят при фильтрации пульп с высокодисперсной и легкодеформируемой твердой фазой, при разделении технологических пульп с размером частиц менее 5 мкм и содержании твердой фазы до 0,5 % по массе, когда основным продуктом производства является фильтрат (сточные воды, химические производства). 164 Таблица 2.1. Характеристика флокулянтов, уменьшающих устойчивость пульп [9] Флокулянт Область применения Механизм действия pH Эффективная концентрация Активированный кремневый золь Обработка отходов Электролитический и коагуляция 4-6 1-20 0/00 Альгинаты Обработка воды То же 4-11 До 50/00 Алюминат натрия Обработка воды Коагуляция 3-12 2-10 0/00 Животный клей Обработка отходов Электролитический 1-9 5-30 0/00 Камедь Минеральные процессы Связка «мостиком» 2-12 9-140 г/т Квасцы Al2(SO4)3·xH2O Обработка воды Электролитический и коагуляция 5-10 150/00 Кукурузный крахмал Минеральные процессы Связка «мостиком» 2-10 4,5 кг/т Полиакриламид Химические процессы Связка «мостиком» 2-10 0,2-100/00 Полиэтиленоксид Химические процессы То же 2-10 1-50 0/00 Сульфат железа Fe3(SO4)2·xH2O Обработка воды и химические процессы То же Любое 5-1000/00 H2SO4 Обработка отходов Электролитический 1-5 В широком интервале Naкарбоксиметилцеллюлоза Минеральные процессы Коагуляция и связка «мостиком» 3-9 14-220 г/т 165 В качестве вспомогательных можно использовать волокнистые (асбест, целлюлоза, древесная мука) и высокопористые (диатомит, перлит, уголь) материалы. Можно применять различные сочетания этих материалов. Вспомогательные материалы должны иметь крупность, меньшую размеров тканевых отверстий, чтобы не допустить их проникновения в фильтрат, но большую, крупности частиц дисперсии. Находясь непосредственно на фильтрующей перегородке, эти вещества способствуют создания благоприятных гидродинамических условия в ходе фильтрации и уменьшению удельного сопротивления осадка. Для повышения эффективности вспомогательных веществ их классифицируют, стремясь получить максимально монодисперсные фракции. Крупность порошкообразных материалов составляет 10–50 мкм. Диаметр волокнистых – до 30 мкм. Обычно используется два способа введения вспомогательных веществ: добавление к исходной пульпы и нанесение их на перегородку в виде толстого слоя. В ходе фильтрации поверхностный вспомогательного вещеста постепенно закупоривается твердой фазой пульпы и его постепенно срезают. Такой способ используют на барабанных вакуумфильтрах. Механизм действия вспомогательных веществ сложен и не вполне изучен. Очевидно, что элементарное механическое закупоривание не позволило бы достигать столь высоких показателей очистки, поскольку размер частиц дисперсии обычно значительно меньше размеров пор в структуре вспомогательного вещества. Замечено также, что обработка вспомогательного вещества электролитами или их добавление в пульпу, существенно влияют на эффективность процесса, что подтверждает первоначальное предположение. Скорее всего, положительный эффект от использования вспомогательных материалов достигается взаимодействием частиц пульпы и вспомогательного вещества посредством поверхностных и электростатических сил. В ряде случаев значительный эффект дает добавление к разделяемой пульпы поверхностно-активных веществ. 166 Данные о физических характеристиках и фильтрационных свойствах отечественных и импортных вспомогательных веществ можно найти в специальной литературе [99]. Вспомогательные вещества подразделяют на несколько сортов, отличных по физико-механическим свойствам и крупности частиц. Выбор вспомогательного вещества производится с таким расчетом, чтобы при условии максимальной степени очистки, процесс фильтрации протекал в режиме образования несжимаемого осадка. При расчете количества вводимого вспомогательного вещества следует учитывать, что до достижения некоторой критической толщины слоя вспомогательное вещество способствует увеличению скорости фильтрации, вследствие повышения порозности, а превышение этого значения толщины ведет к тому, что скорость образования фильтрата начинает снижаться. К этому замечанию необходимо отнестись с особым вниманием, если фильтрация ведется при постоянном давлении. В этом случае чрезмерная толщина слоя вспомогательного вещества может заметно снизить производительность установки. Оптимальная толщина слоя соответствует условиям, при которых с единицы массы вспомогательного вещества получается максимальное количество фильтрата. Окончанию процесса фильтрации соответствует момент полной закупорки пор вспомогательного вещества частицами обезвоживаемой пульпы. При этом изменится первоначальная порозность осадка, а объем его останется неизменным и равным объему вспомогательного вещества. Тогда количество вспомогательного вещества, расходуемого за один цикл фильтрования, может быть определено по формуле: М в mп F mд (1 u)V , (2.1) где mп – масса предварительно наносимого на фильтровальную перегородку вспомогательного вещества, отнесенная к единице поверхности перегородки, кг/м2; V – объем фильтрата, получаемого за один цикл фильтрования, м3; u – объем осадка, отнесенный к единице объема фильтрата, м3/м3; mд – масса вспомогательного вещества, добавляемого к единице объема фильтруемой пульпы, кг/м3. 167 Отсюда, выход фильтрата с единицы массы вспомогательного вещества, будет равен: V V 1 , Vв m (2.2) M в mп F mд (1 u )V п m (1 u ) д где V /( F ) – средняя за цикл скорость фильтрации, м3/с; – продолжительность цикла, с. Согласно сделанных ранее замечаний на основании уравнений (1.1) и (1.2), максимум величины Vв, определяемой уравнением (2.2), соответствует минимальному значению функции m (1 в ) m 1 mп , mд 1 u п д в (2.3) Vв в (1 в ) mд где в – плотность вспомогательного вещества, кг/м3; в – пористость вспомогательного вещества. Это выражение носит экстремальный характер d m dm в2 (1 в ) 2 d 1 д (2.4) 0. 2 2 dmд Vв ( в (1 в ) mд ) Поскольку в(1 – в) >> mд (обычно к пульпы добавляется несколько процентов вспомогательного вещества), то в2 (1 в ) 2 1 (2.5) ( в (1 в ) mд ) 2 и условие экстремума величины Vв определяется равенством: 2 m . d / dmд (2.6) При m = 0 (вспомогательное вещество вводится вместе с пульпой) равенство (2.6) выполняется лишь при лишь = 0, что позволяет заключить, что экстремальный характер зависимости объема фильтрата от массы вспомогательного вещества имеет место только при нанесении последнего непосредственно на фильтрующую поверхность. Если же фильтрование проводится без нанесения предварительного слоя 168 вспомогательного вещества, то с увеличением его концентрации значение Vв уменьшается. При расчете скорости фильтрации с использованием вспомогательного вещества в большинстве случаев можно пренебрегать сжимаемостью осадка и сопротивлением перегородки. Тогда скорость образования фильтрата определяется выражением 2p . (2.7) r u Здесь r – удельное сопротивление осадочного слоя, зависящее от количества добавляемого в пульпу вспомогательного вещества mд. Связь между r и mд устанавливают посредством эксперимента или получают расчетным путем по упрощенным моделям. После нахождения функции r f (mд ) то подставляя ее в выражение (2.7) при требуемом значении u, а полученное значение усредненное значение скорости фильтрации – в уравнение (2.6) можно определить оптимальный расход вспомогательного вещества на единицу объема фильтрата. При нахождении массы вспомогательного вещества, обеспечивающей максимальную скорость фильтрации, можно воспользоваться уравнением (2.7), рассматривая его в пределе r u 0, т.к. максимум скорости фильтрации отвечает минимальной величине удельного сопротивления. Определенную сложность при расчете необходимой массы вспомогательного вещества представляет только определение параметров зависимостей r f (mд ) и u f (mд ) . Минимум функции r u f (mд ) может быть найден путем дифференцирования. Поскольку инженерных методов расчета влияния различных добавок на технологические пульпы до настоящего времени не создано, на практике пользуются только экспериментальными данными. 169 14. ФИЗИЧЕСКИЕ И ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ Физические и физико-механические методы интенсификации процесса фильтрации широко используются на практике. Одним из наиболее перспективных и, в тоже время, самым малоизученным физическим методом интенсификации является магнитная обработка пульп, водных и щелоковых систем, промывной жидкости перед промывкой, фильтрованием или центрифугированием. Существует мнение, что магнитогидродинамическая обработка способствует повышению растворимости солей в жидкости. Изменение равновесного состояния растворов солей в момент интенсивного испарения жидкости на развитой поверхности пористой структуры осадка снижает вероятность выпадения кристаллов солей, что оказывает положительное влияние на отток жидкости в момент фильтрования. Хотя влияние магнитного поля на свойства жидкостей до настоящего времени практически не изучено, вместе с тем отмечается, что при обезвоживании некоторых пульп магнитогидродинамическое воздействие позволяет ускорить процесс фильтрации. В случае если эти данные будут подтверждены, магнитная обработка сможет найти свое место в практике разделения пульп и, прежде всего, в тех случаях, когда использование химических добавок недопустимо. Примеров широкого практического использования МГД обработки пока нет [103, 99, 104]. Гораздо большее распространение приобрели физикомеханические методы воздействия. Их используют при обезвоживании полидисперсных пульп и осадков с крупностью твердой фазы до 4 мм. Эта группа методов включает подогрев осадка в процессах фильтрования и подсушки, вибрационные воздействия различной частоты колебаний и механические воздействия (прессование, ударное действие, пульсационные нагрузки на осадок и пульпу). 170 Действенный способ интенсификации процессов фильтрования и промывки – снижение вязкости жидкой фазы. Этого можно достичь либо добавлением в пульпу специальных химических веществ (физико-химический метод интенсификации) либо повышением температуры. Даже незначительное изменение температуры фильтруемой пульпы может вызвать значительное снижение ее вязкости. Согласно основному уравнению фильтрации (1.143) снижение вязкости ведет к пропорциональному увеличению скорости фильтрации. Следовательно, каждому значению температуры пульпы будет соответствовать собственные значения скорости фильтрации и остальных показателей процесса. Для сравнения показателей фильтрования при разной температуре был поставлен эксперимент, повторявшийся несколько раз при температурах 60 С и 90 С и различной продолжительности фильтрации. Снимаемыми величинами являлись объем образующегося фильтрата и время, необходимое для его образования. Экспериментальные данные, снятые в ходе работы были обработаны по методу наименьших квадратов, а численные значения всех величин, входящих в основное уравнение фильтрации (1.143) сведены в табл. 2.2. Таблица 2.2. Сводная таблица величин, входящих в уравнение (1.143) Величина Поверхность фильтрования Разность давлений Динамический коэффициент вязкости жидкой фазы Отношение объемов осадка и фильтрата Сопротивление перегородки Удельное сопротивление осадка Числ. значение при 60 С 90 С Обознач. Размерн. F м2 3,8510-3 3,8510-3 p Па 6,67104 6,67104 ж Пас 1,02710-3 0,66810-3 ao м3/м3 9,62510-2 9,20610-2 Rф.п. 1/м 5,4641010 5,4641010 rоб. 1/м2 9,9661013 1,5221014 171 Как можно заметить, при возрастании температуры пульпы с 60 до 90 С, ее вязкость снижается на 35 %, что весьма значительно. У водных растворов солей KCl и NaCl динамический коэффициент вязкости при изменении температуры жидкой фазы всего на 10 °С изменяется, в среднем, почти на 30%. На основании собранных экспериментальных данных были построены графические зависимости для процесса фильтрования с образованием осадка (рис. 2.2). Как следует из рисунка, скорость фильтрации с увеличением температуры возрастает довольно заметно и по прошествии достаточно длительного времени с момента начала процесса отклонение экспериментальных кривых фильтрации становится существенным. Рис. 2.2. Экспериментальные зависимости для фильтрования с образованием осадка: 1 и 2 – в координатах V – q; 3 и 4 – в координатах – 1/V; 1 и 3 – при температуре 60 С; 2 и 4 – при температуре 90 С. 172 При повышении температуры наряду со снижением вязкости наблюдается и падение поверхностного натяжения жидкости. У водных растворов солей КСl и NaCl при нагревании воды с 20 до 30 °С эта величина изменяется с 72,75 до 71,210-3 Н/м. На окончательной стадии процесса обезвоживания осадка часто применяют его подсушку сушильным агентом. Выбор типа и характеристик сушильного агента также относится к задачам интенсификации. В производственной практике в качестве сушильного агента в большинстве случаев используется атмосферный воздух, который в ряде случаев подогревают в теплообменных аппаратах. Имеются примеры использования в качестве теплоносителя отходящих топочных газов и перегретого пара. Описываются в литературе и иные методы подогрева осадка, не нашедшие широкого применения, например, радиационный нагрев. Исследованиями показано, что подсушка осадка перегретым паром вполне может быть использована вместо традиционной сушки воздухом [102]. В промышленном масштабе этот способ впервые был применен в Германии для подсушки угольного концентрата. В нашей стране этот способ испытывали для фильтрации калийных концентратов на барабанных вакуум-фильтрах в конце 80-х годов. При этом было отмечено снижение влажности на 2 - 2,5 % и повышение качества концентрата на 1,5 - 2 %. При пропускании перегретого пара сквозь осадочный слой он частично конденсировался и отдавал свое тепло осадку и, в первую очередь, жидкости. Параллельно с передачей тепла протекал процесс растворения некоторых компонентов осадка в высокотемпературном конденсате. В итоге наряду со снижением вязкости и повышением скорости фильтрации достигалось получение более чистых осадков с меньшим содержанием влаги и растворимых примесей. Тем не менее, на калийном производстве от использования пара в качестве теплоносителя пришлось отказаться ввиду экономической нецелесообразности проведения такого процесса, т.к. 173 получение пара связано со значительным расходом энергии [12]. Гораздо более экономично использовать в качестве теплоносителя отходящие топочные газы, например, после сушки. При этом целесообразно, чтобы газы охлаждались в осадке до точки росы. В этом случае процесс пойдет по описанному механизму, а затраты на тепло будут близки нулю. Кинетика подобного процесса хорошо описана Ю.А. Михайловым и В.Н. Крохиным и для каждого конкретного случая должна проверяться экспериментально. В последнее время большое внимание уделяется использованию для интенсификации процесса обезвоживания вибраций различной частоты и интенсивности [105]. Этот способ получил название акустического, так как основным рабочим органом является колеблющаяся фильтровальная перегородка. Колебания перегородки предупреждают процесс осаждения частиц пульпы под действием адгезии. В общем случае под адгезией понимают слипание между собой двух твердых частиц или твердой и жидкой фаз. Применительно к пульпам, в качестве дисперсионной среды итак которых выступает жидкость, под адгезией следует понимать только слипание частичек твердой дисперсной фазы. Адгезия появляется в результате межмолекулярного взаимодействия, поэтому сила адгезии, помимо всего прочего, является функцией расстояния между частицами и размеров этих частиц. Основным законом адгезии является уравнение Дюпре, согласно которому, соприкосновение двух твердых тел единичной площади ведет к уменьшению энергии Гиббса G, в результате чего выделяется эквивалентное ей количество энергии La, называемой свободной энергией адгезии. La G 20 10 12 , (2.8) где σ10 и σ20 - силы поверхностного натяжения на границе раздела твердое - жидкость. σ12 - сила поверхностного натяжения на границе двух твердых тел. В соответствии уравнением (2.8), чем больше поверхностное натяжение исходных тел и меньше поверхностное 174 натяжение на границе их контакта, тем больше работа адгезии и прочнее адгезионный контакт. Кроме сил межмолекулярного взаимодействия (типа вандер-ваальсовых), проявляющихся на расстоянии от 1 до 100 нм, силы адгезии включают в себя капиллярные силы, возникающие в порах между твердыми телами, кулоновские силы и другие м к кап (2.9) Fад Fад Fад Fад ... . Сила межмолекулярного взаимодействия зависит от кривизны поверхности частиц и для частиц правильной геометрической формы может быть определена по выражениям: для двух шаровых частиц ar м Fад , (2.10) 12H 2 для шаровой частицы и плоскости, например, стенки фильтра к Fад q2 (2.11) , 2r 2 где H - расстояние между телами, м; а – константа, Нм; r – радиус частицы, м. Кулоновская составляющая силы адгезии значительно больше молекулярной. При условии, что радиус частиц много больше расстояния между ними: к Fад q2 (2.12) , 2r 2 где q – заряд частицы, Кл. Адгезия под действием капиллярной силы определяется по формуле кап (2.13) Fад 4 r . На основании формул (2.10) – (2.13) можно сделать важный вывод: поскольку сила адгезии Fад пропорциональна радиусу частицы в первой и во второй степени, а силы разрушения агрегата из нескольких частиц (силы инерции или тяжести) пропорциональны r3, то относительная роль силы адгезии при агрегации частиц возрастает с уменьшением их размера. 175 Приведенные формулы дают только ориентировочную оценку сил адгезии. На практике эти силы определяются экспериментально. Адгезия играет двоякую роль – иногда положительную, иногда – отрицательную. Адгезия повышает эффективность осаждения частиц, но мешает очистке фильтровальных поверхностей. При обезвоживании тонкодисперсных труднофильтруемых осадков она же препятствует удалению жидкости из осадка, виной чему является капиллярная сила. Силу адгезии при отрыве частиц от поверхности, обычно выражают в долях ускорения свободного падения g. Такое представление удобно при выборе устройств для регенерации перегородки. Часто для этих целей используют вибраторы, основными техническими характеристиками которых являются амплитуда и частота колебаний. Например, вибраторы с частотой 50 Гц, амплитудой 1,2 мм развивают ускорение до 120g. Для удаления слабо прилипшей пыли иногда достаточно 2g. Однако сила адгезии зависит от многих факторов, и часто необходимое ускорение отрыва лежит в пределах (100÷1000)g. Прилежащий к поверхности слой такого фильтра представляет зону, в которой сосредоточивается жидкая фаза или пульповоздушная смесь. Такие фильтры имеют высокую производительность. Однако к настоящему времени нет достаточно четкой и проверенной теории моделирования данных процессов, что затрудняет проектирование промышленных аппаратов. Закономерности обычного процесса фильтрации для данного способа обезвоживания неприменимы, так как стабильного слоя осадка на фильтрующей перегородке таких фильтров не образуется. Тем не менее, использование таких установок может оказаться весьма перспективным, ввиду простоты изменения гидродинамических факторов (порозности, удельного сопротивления). Важной составляющей частью таких исследований является изучение процесса регенерации фильтроткани. В конструкции пульсационных фильтров не предусмотрено специального устройства для регенерации перегородки, а очистка осадительной поверхности производится посредством все тех 176 же вибраций. Для надежной регенерации ячеек перегородки необходимо, чтобы колебания совершались со строго заданной частотой и амплитудой. Исследования в области совершенствования вибрационных фильтров ведутся по двух основным направлениям. Оценивается влияние частоты колебаний вибратора и направленности вектора создаваемых им ускорений на фильтруемость различных технологических пульп. Результаты этих исследований позволили спроектировать и выпустить усовершенствованные модели низкочастотных и высокочастотных фильтров с продольным и поперечным направлением колебаний относительно плоскости перегородки. В низкочастотных вибрационных фильтрах применены электромагнитные и электродинамические (эксцентриковые и дебалансные) вибровозбудители с рабочим диапазоном частот 0-2000 Гц, а также пульсаторы с частотами 0-10 Гц. В высокочастотных аппаратах обычно используют магнитострикционные или пьезокерамические источники с диапазонами частот 18-23 и 20-700 кГц соответственно. К конструкционным особенностям вибрационного фильтра относят способ сообщения колебаний осадку и перегородке. Аппарат может быть оснащен так называемой жесткой связью (когда сердечник пульсатора жестко соединен с мембраной) или гидродинамической связью (перегородка непосредственно не соединена с источником, а колебания передаются через пульпу и осадок, при этом на поверхность пульпы опускается гидравлическая пята или поршень). Интенсивность фильтрации и эффективность очистки ткани в первом случае напрямую зависит от частоты пульсаций и свойств перегородки, а во втором случае определенный дисбаланс вносит пористый осадок, что требует учета его характеристик. В связи с этим, предпочтение следует отдавать вибраторам, жестко связанным с мембраной, обеспечивающим удовлетворительную очистку перегородки в не зависимости от наличия осадка на перегородке (при повторном пуске фильтра после удаления осевшего слоя). Они же имеют и наибольший коэффициент полезного действия, т.к. в них не происходит диссипации энергии в объеме осадка и пульпы. 177 Большой объем экспериментальных данных по фильтруемости тонкодисперсных пульп в условиях воздействия низко- и высокочастотных колебаний собрал С.М. Стоев. Он исследовал различные способы передачи колебаний вибровозбудителя к перегородке и установил, что кривая зависимости эффективности процесса обезвоживания в целом имеет пологий вид, однако при амплитуде А = 4 мм и частоте колебаний 3300 Гц и 23 кГц наблюдаются два четко выраженных пика. При этих параметрах колебаний удалось увеличить производительность мембраны по жидкой фазе на 80 %, а влажность осадка снизить на 25-30 % по сравнению с фильтрацией без возбудителя. Значительных расхождений в эффективности фильтрации при жестком и гидродинамическом способах передачи колебаний им зафиксировано не было. Очевидно, основное преимущество пульсационных агрегатов перед традиционными типами фильтров состоит в большей скорости фильтрации. Практический и научный интерес представляет исследование закономерностей пульсационной фильтрации в аппаратах, где перегородка и поток пульпы колеблются в одинаковых направлениях. В таких аппаратах наблюдается накопление осадка, который под действием вибраций находится в динамичном состоянии. Существуют также фильтры с поперечным перемещением фильтроткани. Их используют в основном для сгущения и осветления низкоконцентрированных пульп, условия фильтрации которых таковы, что накопления осадочного слоя практически не наблюдается, поэтому оценка остаточной влажности осадка на них и условий ее достижения не требуется. Процесс фильтрации с использованием вибровозбудителя кардинально отличается от традиционного способа. Действие пульсаций таково, что в непосредственной близости от фильтрующей перегородки создаются такие условия, в которых закупорка ячеек ткани становится невозможной. В фильтрах с жесткой связью пульсирующее движение перегородки вызывает создание кратковременных гидродинамических ударов, под действием которых осадочный слой на границе с ней приходит в неупорядоченное состояние и возникает пульси178 рующее движение потоков обеих фаз. Можно предположить, что ввиду инерционности жидкой фазы, она беспрепятственно проходит сквозь перегородку, в то время, как частицы дисперсии соприкасаются с нитями ткани и под действием толчков возвращаются обратно в объем пульпы. Это предположение подтверждается данными скоростной микрофотосъемки, согласно которым в различные моменты времени твердые частицы из прилежащего к перегородке слоя то прижаты к ней, то за счет сил инерции отделены от нее. Пульсация сказывается на основных показателях фильтрации двояко. С одной стороны она препятствует забиванию перегородки, что увеличивает срок ее службы и снимает необходимость в остановке фильтра для очистки. С другой стороны, под действием пульсационного ускорения и в зависимости от условий соударения, частоты и амплитуды колебаний, моет возникнуть ситуация, при которой частица проникнет сквозь ткань, даже будучи более крупной, чем величина ячеек сетки. Задерживаться перегородкой будут только те частицы, диаметр которых отличается от размера ячейки на величину, определяемую параметрами колебаний и прочностными свойствами сетки. Критический размер частицы, при котором еще возможен ее проскок в фильтрат определяется из условия (2.14) dкр bkд, где dкр – критический диаметр частицы, м; b – размер ячейки, м; kд – безразмерный коэффициент дифракции, отражающий изменение размера ячейки за счет упругих свойств. Коэффициент дифракции определяют по формуле (2.15) kд = (b-b)/b, где b – изменение размера ячейки при ударе одиночной частицы, м (определяется экспериментально). При условии стабильности колебаний и абсолютной жесткости перегородки kд < 1 она подвержена только временной закупорке «трудными частицами», имеющими клиновидную и пластинчатую форму. Забивание пор возможно только при движении перегородки в том же направлении, что 179 и фильтрат, поскольку при ее ускоренном движении в обратном направлении, возникает гидроудар и частицы, вызвавшие закупорку проникают в фильтрат. Следовательно, продолжительность закупорки составляет половину периода колебаний. На основе сказанного можно сделать важный вывод: производительность пульсационного фильтра от частоты и амплитуды колебаний вибровозбудителя носит экстремальный характер и может быть определена с учетом инерционности колеблющихся масс и жесткости перегородки. Высокая скорость фильтрации – важное достоинство пульсационного фильтра, однако практическое внедрение фильтров такого типа ввиду малых их размеров может быть экономически обосновано только на небольших производствах. Идея использования пульсаций была подхвачена многими энтузиастами. Их усилиями были разработаны и сконструированы приспособления (виброприставки) для дополнительного обезвоживания осадков для фильтров различного типа [106, 107]. Предлагаются устройства в виде отжимных валков, пневматических прессов или, наоборот, разрыхлителей. Используются и комбинированные методы. Институтом «Механобр» было создана виброприставка к барабанному фильтру в виде ролика, закрепляемого на опорах над поверхность фильтроткани, и соединенного с источником колебаний. Имеются данные, что при обезвоживании медного концентрата (55 % класса –0,074 мм) влажность снижена с 20,3 до 17,5 %, железного концентрата (90 % класса –0,074 мм) с 11,5 до 8,5 % в диапазоне частот 50–500 Гц. Информация об изменении производительности фильтра после установки виброролика не приводится. В ряде работ проведены исследования влияния вида перфораций поверхностей, сообщающих вибровоздействие осадку непосредственно. При этом происходит снижение влажности осадков за счет уменьшения объема порового пространства и деструкции осадка в результате сдавливания [108]. Эти два механизма главенствуют с переменным успехом в зависимости от прочности осадка. У слабосжимаемых 180 кристаллических осадков дополнительный отток влаги возможен только за счет структурных изменений, сильносжимаемые осадки подвержены уплотнению, а значит, уменьшению доли пустот. Эти предположения справедливы только для мелкодисперсных осадков, т.к. аналогичные исследования грубодисперсных осадков показали отсутствие корреляции между снижением влажности осадка и коэффициентом его сжимаемости. Действие сил на жидкость в вертикальном капилляре пористой структуры (см. раздел 1) следует рассматривать как частный случай фильтрования под действием гравитационного поля Земли. При сообщении перегородке и осадку периодических колебаний величина и направление равнодействующей силы изменяется. Ускорение, придаваемое осадку при совместном действии силы гравитации и вибрации, запишем в виде g g g в , тогда уравнения (1.1), могут быть приведены к виду rкi 2 cos /[ ж g hкi p] , (2.16) 2 где gв – ускорение вибраций, м/с . Ускорение, вызываемое вибрацией можно определить по известной формуле (2.17) g в Aв 2 sin(t ) или g в Aв (2f ) sin(t ) , где Ав – амплитуда колебаний, м; - угловая частота, Гц; t – длительность вибровоздействия, с; f – частота колебаний, c-1. С учетом выражений (2.7) получим: rкi 2 cos /[ ж ghкi ж Aв (2f ) 2 sin(t )hкi , (2.18) p(1 hкi / hос ) pф.п. ] где pф.п. – перепад давлений на границах фильтрующей перегородки, Па. Откуда, Aв.кр. в / f 2 , (2.19) 2 cos / rкi ж ghкi p(1 hкi / hос ) pф.п. где в . (2f ) 2 sin(t )hкi 181 Здесь Ав.к.р. – критическая амплитуда колебаний вибровозбудителя, при превышении которой возможна фильтрация пульпы под действием вибраций, м; в – коэффициент, зависящий от свойств осадка, чаще всего, определяемый эмпирически, мс2. Численное решение уравнений (2.18) и (2.19) затруднено, поэтому при нахождении значений rкi и Aв.кр. используют ЭВМ. В работе [62] приведен пример численного решения уравнения (2.18), которое было просчитано на ЭВМ для промышленных условий обезвоживания мелкозернистого калийного флотационного концентрата. Рис. 2.3. Зависимость составляющих давления рi от периода T приложенных колебаний: 1 – результирующая рi; 2 – р(р0) - составляющая давления фильтрования; 3 – р(g) - составляющая ускорения свободного падения; 4 – р(g) - составляющая возмущающего ускорения. Продифференцировав уравнение (2.18) по переменой времени, окончательно получим rкi 2 cos ж Aв (2f ) 3 cos(t )hкi [ ж ghкi ж Aв (2f ) 2 sin(t )hкi p(1 hкi / hос ) pф.п. ] 2 (2.20) Численный расчет уравнения (2.20) был произведен для условий ж = 1325 кг/м3; = 8010-3 Н/м; cos = 1; g = 10 м/с2; 182 hос = 100 мм; Ав = 10-3 м; f = 50 с-1; p = 8104 Па; hкi = 510-4 м; pф.п. = 0. Поскольку для практических целей наибольшее значение имеет величина совокупной силы, являющейся суммой сил р(g), р(gв) и р(р), то имеет смысл проанализировать их совместное действие. На рис. 2.3 и 2.4 показаны силы, участвующие в удалении влаги из капилляра и зависимость оптимального гидравлического радиуса частиц от периода колебаний, отвечающая уравнению (2.20). Рис. 2.4. Зависимость расчетного гидравлического радиуса капилляра rкi от от периода T приложенных колебаний. При условии непрерывности функции rкi = f(t), знаменатель выражения (2.18) не равен 0, поскольку, ж ghкi p(1 hкi / hос ) pф.п. ж Aв (2f ) 2 sin(t )hкi . При этом функция будет определена во всем периоде, а составляющая возмущающего ускорения p(gв) при всех значениях способствует удалению влаги и направлена на преодоление сил поверхностного натяжения жидкости. Величина критического радиуса будет удовлетворять следующим условиям 183 1 min rкi ; 0 t 2 ; sin(t ) 1; rкi (t ) rкоi ; sin(t ) 0; (2.21) 1 1 rкmax t ; sin(t ) 1. i ; 2 Согласно оговоренным ранее исходным данным для чис-6 ленного расчета rкi rкmax rкmin i i 2,5210 м, что означает возможность обезвоживания тех капилляров, радиус которых превышает 5,5110-6 м. Удаление влаги прекратится при размере капилляров rкi = 2,9910-6 м. Если же приведенное выше условие выполняться не будет, то функция (2.20) потеряет определенность и при р(g) + р(р) < р(gв) она не определена. При выборе частоты пульсации необходимо учитывать, что применение высоких частот хотя и улучшают показатели фильтрования (возрастает коэффициент задержки твердых частиц), но в тоже время снижает производительность фильтра. Оптимальную частоту обычно находят экспериментально в результате построения графиков зависимости Wп = (f) и = (f), где – коэффициент задержки, равный отношению числа оседающих на перегородке частиц к их общему количеству. Применительно к реальным фильтрационным процессам учтенные в выражениях (2.18 и 2.19) составляющие: поверхностное натяжение, ускорение свободного падения и возмущающего ускорения вибраций, а также давление фильтрования – далеко не все составляющие равновесной силы. Ограничение вводится в связи с трудностью определения характера влияния иных факторов на реологические свойства пульп. Это объясняет несовпадение в ряде случаев экспериментальных данных с расчетами по формуле (2.18 и 2.19). Приводимые в литературе результаты экспериментальных исследований разных авторов сильно рознятся между собой. Анализ этих работ подтверждает, что вибрации оказывают неодинаковое действие на ход процесса фильтрации. 184 Создание у поверхности раздела суспензия-перегородка особого слоя с переменными характеристиками – не единственный фактор интенсификации фильтрационных процессов приложением пульсаций. Приложение вибровоздействия к системе вызывает так называемый рост «подвижности» жидкости на молекулярном уровне. Пульсация относится к типичным физико-механическим воздействиям и вызывает «искусственное провоцирование» повышенного уровня энергетического состояния системы молекул, хотя этот эффект возникает в локальном масштабе. Искусственное провоцирование состоит в повышении энтальпии системы, что сопровождается изменением поверхностного натяжения жидкости, коэффициента вязкости и смачиваемости поверхности осадка жидкостью. В работе [62] приводятся обобщенные данные по влиянию вибраций различной амплитуды и частоты на поверхностное натяжение, краевой угол смачивания и вязкость жидкости. Колебания звукового диапазона частот не оказывают значимого влияния на поверхностное натяжение, смачивание, вязкость жидкости [105]. Источником колебаний в этом случае служил диск-агитатор диаметром 80 мм, жестко соединенный с сердечником вибратора. Объем жидкости (насыщенного солевого раствора NaCI, KCI, Н2О в опытах 1 и 2 и бидистиллированной воды в опытах 3 и 4) составлял 2000 мл. Амплитуда колебаний 0–1,4 мм, частота 20; 30; 40; 50 Гц. Поверхностное натяжение жидкости определяли двумя методами: отрыва (метод Вильгельми) и капиллярного поднятия жидкости [109]. Графические зависимости, полученные в ходе опытов, приведены на рис. 2.5. Примененные в работе методы оценки поверхностного натяжения жидкости дали различные результаты. Так, отклонение поверхностного натяжения жидкости при амплитуде колебаний 1 мм составило 2,510-3 Н/м, что весьма значительно. Экспериментаторы видят причину такой неточности в изменении периметра смачивания пластинки при искажении зеркала жидкости под действием вибраций (рис. 2.6). 185 Рис. 2.5. Влияние амплитуды Ав и частоты вибраций на поверхностное натяжение различных жидкостей: 1 и 2 – водный раствор солей, частота виброимпульса 50 Гц ; 3 и 4 – дистиллированная вода, частота 20 и 30 Гц соответственно. Рис. 2.6. Зависимость изменения поверхностного натяжения раствора солей от амплитуды колебаний А возбудителя при частоте 50 с: 1 – измерение методом Вильгельми; 2 – измерение методом капиллярного поднятия (штриховая линия – расчетная; сплошная – экспериментальная). 186 В этой связи, следует в большей мере следует руководствоваться результатами, полученными методом «капиллярного поднятия», менее подверженному возмущениям жидкости. В качестве ориентировочной зависимости поверхностного натяжения жидкости от частоты и амплитуды колебаний вибратора предлагается функция (2.22) = 55 Aвf , где f – частота колебаний, приложенных к жидкости), Ав – их амплитуда, мм. Изменения краевого угла смачивания после приложения вибраций различной частоты и амплитуды вопреки всем ожиданиям обнаружено не было. В работе [105] краевой угол смачивания определяли методом измерения угла на проекции капли при наблюдениях через оптическую систему. Колебания прикладывались как перпендикулярно плоскости стеклянной пластинки, так и параллельно ей. Дисперсионной средой суспензии в ходе опытов выступали вода и различные фракции нефти. Изменений краевого угла при частотах до 103 Гц и амплитуде до 1,5 мм зафиксировано не было во всех случаях. Однако, было замечено, что при значительных ускорениях вибраций (gв 8g) поверхность капли изменяла свой профиль на пикообразный. В случае небольшого наклона пластинки капля начинала перемещаться по ней при достижении некоторого критического объема. Можно предположить, что такое состояние возникает ввиду достижения составляющей веса, значения, достаточного для преодоления гистерезиса смачивания и никак не связано с изменением краевого угла смачивания. Влияние вибраций на вязкость жидкости изучалось методом «истечения через калиброванное отверстие». Приложение колебаний осуществлялось как к самому сосуду, так и к объему жидкости, находящейся в нем. Источником вибраций в объеме жидкости в первом случае были стенки сосуда, во втором – колеблющийся диск, погруженный в жидкость. Амплитуда прилагаемых вибраций составляла 1,5 мм, частота 187 варьировалась до 1 кГц. Существенной разницы во времени истечения 2000 мл жидкости отмечено не было. На основании результатов описанных выше экспериментов можно сделать однозначный вывод, что на данном уровне развития техники изменять физические свойства жидкости (вязкость, поверхностное натяжение, краевой угол смачивания) с целью интенсификации фильтрационных процессов нецелесообразно. Рис. 2.7. Лабораторная установка для изучения кинетики обезвоживания пульп и осадков сыпучих материалов под действием вибраций: 1 – самописец-милливольтметр; 2 – генератор сигналов; 3 – датчик инерционного типа; 4 – контактные пластины; 5 – вибровозбудитель; 6 – фильтровальная перегородка; 7 – вакуум-камера; 8 – весы-динамометр; 9 – усилитель; 10 – скоростной самописец. Для изучения кинетики обезвоживания в работе [64] использовалась лабораторная установка (рис. 2.7) представляющая собой вакуум-камеру, разделенную фильтровальной перегородкой, лежащей на перфорированном основании. Нижнюю часть камеры соединяют с вакуумной линией. Влажность осадка регистрируют кондуктометрическим методом по кривой электропроводности с контролем весовым ме188 тодом. Глубина вакуума составляла 2104 Па. На внутренней поверхности рабочей камеры установлены электроды для измерения электропроводности осадка. По кривой электропроводности можно судить об изменении влагосодержания массива, о длительности и временной точке приложения виброимпульса. Источником колебаний служил вибростенд ВЭДС200 с фиксируемой частотой и амплитудой колебаний. Исследования проводили на рабочих пульпах обогатительных фабрик ПО «Уралкалий». Вакуумную остановку включали до и после формирования осадка. В обоих случаях, независимо от интенсивности вибраций, жидкая фаза мгновенно отсасывалась ( < 1 с). Остаточное содержание влаги в осадке было на 20-25 % выше, чем при обычном фильтровании в тех же условиях. При высокой амплитуде колебаний осадок терял целостность, начиналось образование трещин, через которые просачивался воздух. В этот период наблюдалось частое повторение гидроударов (рис. 2.8). Рис. 2.8. Поле распределения средних значений влажности осадка при фильтровании на колеблющейся фильтровальной перегородке при различных режимах: 1 – без вибраций; 2 – вибрации с частотой 50 Гц (амплитуда 0,6 мм); 3 – вибрации с частотой, равномерно изменяющейся от 10 до 50 Гц (амплитуда 1 мм). Фильтрование велось в трех режимах: 1 – под действием вакуума кристаллический осадок – мелкозернистые отходы флотации хлористого калия (85 % класса –1 мм, 20 % класса 189 0,25 мм); 2 – обезвоживание на стабильно колеблющейся перегородке; 3 – обезвоживание на колеблющейся перегородке при монотонном росте частоты с 10 до 50 Гц в течение 120с. Исследованиями показано, что при фильтрации под действием вибраций максимальное снижение влажности осадка наблюдается при переходе через резонансный режим. Резонансная частота определяется характеристиками упругости системы и зависит от коэффициента упругости перегородки, массы и прочностных свойств накопленного на ней осадка. Резонансный режим отличается противофазным движением потоков масс и ритмичными гидроударами. Вероятно, в таких условиях осадок претерпевает значительные перегрузки и знакопеременные ускорения, что может приводить к деструкциям и инерционному выводу влаги. При виброобезвоживании в обычном режиме влажность получаемого осадка выше, чем при обычном фильтровании, хотя скорость фильтрования достаточно высока. Известно, что при таких условиях в случае приложения вибраций снизу могут возникать «нестабильные» гидравлические явления, называемые «поршневыми». Колебания таких систем сопровождаются частотными и фазными переходами колеблющихся масс, что и является причиной успешности эксперимента. Влагу, находящуюся в слабом взаимодействии с материалом (структурированную и часть капиллярной влаги) можно удалить из него путем многократных механических воздействий, ведущих к разрушению его структуры (деструкции) или приложением к материалу значительных инерционных нагрузок. О наличии явления деструкции говорит тот факт, что влажность осадка может снижаться не только как при включенной, так и при опущенной на осадок, но неработающей виброприставке. В опытах, поставленных с осадками калийных суспензий, снижение влажности при неработающей виброустановке на глубину проникновения рифлей С1 составило 2,5 % (с 6 до 4,5 %), некоторое снижение влажности наблюдалось и в прилегающем нижнем слое до глубины С2, ,что вероятно, может быть объяснено действием сил трения. При включении вибровозбудителей происходило снижение влаж190 ности всего осадка, при этом верхнего слоя с 4,5 до 4,1 % (рис. 2.9, 2.10). Рис. 2.9. Зависимость влажности осадка W от длины L и ширины В фильтра: 1 – без виброприставки; 2 – с виброприставкой; 3 – приставка опущена на осадок (без вибраций). Исследование явления деструкции и сопутствующего ему удаления влаги было проведено методом прямого приложения колебаний к осадку. В ходе опыта на поверхность осадка опускался рифленый диск, жестко соединенный с источником возбуждения. В качестве рифлей использовались конусы с различными углами при вершинах. Имевшее место механическое воздействие неизбежно приводило к ломке структуры осадка. Ввиду упругости перегородки она совершала колебательные движения, сообщая переменное по знаку ускорение осадку и поровой жидкости. 191 Рис. 2.10. Кривые распределения влажности W по высоте слоя осадка hос: а – без виброприставки; б – приставка опущена на осадок (без вибраций); в – с вибрациями (С1 – глубина проникновения рифлей; С2 – глубина сдвига слоев). Целью исследований ставилось определение величины угла при вершине рифли, минимальную остаточную влажность при данной толщине осадка в оптимальном режиме. Было установлено, что при толщине слоя осадка 55 мм оптимальным является угол рифли примерно 90° (рис. 2.11). Рис. 2.11. Зависимость влажности W осадка от угла заточки конусов рабочей поверхности (угла рифли). Как показали исследования, именно этот угол обеспечивал наиболее эффективную деструкцию всего объема осадка при равномерном распределении нагрузки в вертикальном и горизонтальном направлениях. Опыты позволили определить 192 и оптимальную величину нагрузки вибровозбудителя. Для осадка калийного шлама, толщиной 55 мм его величина составляет 1510-3 Н/м2 (рис. 2.12). При удельных нагрузках более 2510-3 МПа заметен некоторый рост остаточной влажности, являющийся следствием начавшегося переуплотнения его структуры (рис. 2.12). Экспериментальные данные о фильтрации гидрометаллургических пульп под действием вибраций в литературе практически не приводятся, во всяком случае, предпринятые авторами попытки поиска не увенчались успехом. Поэтому о характере влияния частоты и амплитуды приложенных колебаний на фильтруемость пульп металлургических производств можно судить лишь по косвенным данным. Рис. 2.12. Зависимость остаточной влажности W осадка от удельной нагрузки вибровозбудителя рст при условиях: давление фильтрования 0,0210-6 Па; длительность фильтрования 1 мин; амплитуда 1 мм; частота 50 Гц ; продолжительность возбуждения 4 с; время «запаздывания» 0-1 с. В работе [62] исследована зависимость остаточной влажности осадка калиевой пульпы при фильтрации под действием вибраций на дебалансных и электромагнитных вибровозбудителях. В ходе экспериментов устанавливались частоты колебаний, которым отвечает минимальная остаточная влажность осадочного слоя, образовавшегося на фильтре. Эксперименты проводились в диапазоне низких частот (25, 50, 75, 100 Гц для электромагнитных и 16, 24 Гц для дебалансных вибровозбудителей). Амплитуда колебаний, как и в преды193 дущих случаях составляла 1,5 мм. При постановке экспериментов, снятии показания и обработке опытных данных пользовались стандартными методиками по фильтрации. Результаты графической обработки собранных данных в виде зависимости влажности осадка с различной крупностью частиц твердой фазы, а также мелкозернистых отходов от частоты приложенных колебаний приведена на рис. 2.13. На рисунке явно просматривается взаимосвязь между крупностью частиц осадка, частотой приложенных вибраций и величиной остаточной влажности. Очевидно, что вибрации эффективны в большей степени для осадка с полидисперсным составом (на рис. 2.13 – флотационные отходы). Не трудно заметить, что на частотах, превышающих 50 Гц остаточная влажность изменяется незначительно, а для монофракций находится вне зависимости от частоты вибраций. Рис. 2.13. Зависимость остаточной влажности W осадка различной крупности от частоты колебаний: 1-3 – монофракции крупностью соответственно 0,5, 0,7, 0,9 мм; 4 – флотационные отходы БПКРУ-2 ПО «Уралкалий» крупностью 0,627 мм. Очевидно, снижение влажности монодисперсных осадков прекращается по достижении некоторой критической частоты вибраций ввиду их незначительной склонности к деструкции. Эффективное удаление влаги за счет уплотнения осадка, представленного монофракцией частиц возможно только из капилляров, средний диаметр которых превышает: 194 dср, мм W, % 0,5 ± 0,15 0,4 0,70,15 0,8 0,9±0,15 0,8 0,627 2 О влиянии амплитуды колебаний вибратора на влажность осадков при различных частотах можно судить по рис. 2.14. На этом рисунке приводится зависимость, характерная для флотационных отходов калиевого производства (dcp = 0,63 мм). Рис. 2.14. Зависимость остаточной влажности W осадка от амплитуды колебаний Aв: 1-5 – частота соответственно: 20, 30, 40, 50 и 60 Гц. Во всех опытах момент начала вибровоздействия совпадал с моментом исчезновения жидкости с поверхности осадка. Влияние амплитуды исследовалось на частотах 20, 30, 40, 50 и 60 Гц. Собранные экспериментальные данные свидетельствуют о том, что величина амплитуды колебаний вибратора оказывает свое влияние на ход процесса фильтрации лишь при малых значениях (до 1 мм). Дальнейший рост интенсивности колебаний не приводит к заметному изменению остаточной влажности осадка. В ходе экспериментов были сняты кинетические кривые процесса. Суть опытов состояла в установлении взаимосвязи между временем приложения вибраций и остаточной влажностью осадка. Результаты опыта подтверждают, что спустя некоторый промежуток времени влага, расположенная на 195 «горизонтальных» поверхностях частиц (dcp = 0,627 мм), перераспределяется под действием молекулярно-кинетических и электрических сил (рис. 2.15 и 2.16). Рис. 2.15. Зависимость остаточной абсолютной влажности W осадка (1) и относительной влажности W (2) от времени запаздывания . Рис. 2.16. Зависимость остаточной влажности W осадка от длительности t вибровоздействия. Эффект действия вибраций практически пропадает спустя непродолжительное время с момента включения виброустановки. После этого любые механические воздействия с целью дополнительного снижения влажности теряют эффективность. Для, для испытуемых осадков показано, что по истечении 5 с поровая влага в них полностью отсутствует. Снижение влажности в оптимальном режиме составило 25 %. 196 Предпринятый в работе [62] математический анализ изложенных выше результатов экспериментальных исследований по влиянию вибраций на интенсивность фильтрационных процессов позволил определить меру влияния рассмотренных факторов, установить значимость каждого из коэффициентов регрессии и предложить следующее регрессионное уравнение W = 8,2 – 1,5dcp – 0,0075f – 1,25Ав, (2.23) где W – остаточная влажность осадка, %; dср – средний диаметр частиц осадка, мм; f - частота приложенных колебаний, Гц; и Aв – амплитуда колебаний вибратора, мм. Промышленная апробация способа по утверждению С.М. Баландина подтвердила возможность снижения остаточной влажности грубодисперсных кристаллических осадков при вибрационных воздействиях непосредственно на сформировавшийся осадок. Объединением «Уралкалий» был сконструирован опытный образец виброприставки к ленточному фильтру с площадью поверхности 10 м2. Действие установки основано на воздействии вибраций непосредственно на осадок. Устройство представляет собой скользящий ролик с рифлениями. Генерация виброимпульса осуществляется двумя электромагнитными вибровозбудителями мощностью 1,3 кВт каждый (рис. 2.17). Виброприставка испытана в диапазоне производительностей по осадку от 50 до 100 т/ч при толщине осадочного слоя до 110 мм. С целью проверки гипотезы о том, что месторасположение приставки оказывает заметное влияние на величину остаточного влагосодержания осадка, ее перемещали по длине фильтра (рис. 2.18). В результате такого эксперимента была определена оптимальная точка приложения вибраций – начало зоны воздушной подсушки осадка. Проведенные испытания полностью подтвердили, что при вибровозбуждении осадка происходит дополнительное снижение его влажности. При некоторых режимах изменение влажности с использованием виброприставки достигает порядка 1,8-2,2 %, а в отдельных случаях доходит до значений 197 W = 2,7-2,8 %. Технические характеристики виброприставки сведены в табл. 2.3. Рис. 2.17. Виброприставка к фильтру с шириной полотна 900–1000 мм: 1 – рифленый полуцилиндр; 2 – вибровозбудитель; 3 – штанга держателя; 4 – держатель; 5 – рифля. После установки виброприставки влажность осадка калийной суспензии снизилась до 4,5 % при неизменном значении производительности. 198 Таблица 2.3. Техническая характеристика виброприставки Характеристика Значение Габариты виброприставки, мм 7001500900 Габариты поверхности взаимодействия, мм 850150 Площадь поверхности взаимодействия, м2 127510–4 Напряжение тока (переменного однополупери0-220 одного), В Сила тока (на вибровозбудителе), А 0-6 Угол рифли, градус 90 Масса, кг: приставки с двумя вибровозбудителями 290 одного вибровозбудителя 115 Рис. 2.18. Схема фильтра с виброприставкой: 1 – виброприставка; 2 – осадок; 3 – фильтр. Активная мощность установки при работе в оптимальном режиме составляет 420 Вт, номинальная – 2640 Вт. Мощность, затраченная на обезвоживание единицы массы осадка, определяется по формуле N уд 104 UI /( ос Fhос ) (2.24) где Nуд – удельная мощность [Вт/(см2м)] U – напряжение питания, В; I – сила тока, A; оc – кажущаяся плотность осадка, кг/м3; F – площадь взаимодействия, м2, hос – высота осадочного слоя, м. В оптимальном режиме Nуд составляет обычно 3,5 – 4 Вт/(см2м). Промышленные испытания установки подтвердили первоначальное предположение о двойственном механизме обезвоживания под действием вибраций: за счет создания 199 дополнительного возмущающего ускорения, действующего против сил поверхностного натяжения, а также вследствие уплотнения и деструкции осадочного слоя. В укрупненном масштабе удалось получить кривые распределения влажности осадка по ширине фильтровального полотна. Меньшая жесткость полотна с боков в сочетании с плохими условиями оттока влаги и большей амплитудой колебаний способствуют более эффективной деструкции осадка на краях полотна. Наряду с деструкцией под действием вибраций существуют и иные методы разрушения структуры осадков с целью интенсификации процесса обезвоживания на фильтре. Одним из таких методов является дифференцированное обезвоживание слоев осадка. Суть этого метода состоит в рыхлении верхнего слоя, иногда сочетаемом с продувкой сушильным агентом. Положительный эффект от применения таких механизмов состоит в том, что перфорация поверхности слоя приводит к нарушению или частичному снятию верхней его части. По образующимся каналам вглубь осадка устремляется атмосферный воздух или специальный сушильный агент, снижается удельное сопротивление осадка и создаются благоприятные условия для протекания фильтрационных процессов. Предложено несколько конструкций устройствразрыхлителей. Перфорация верхних слоев может осуществляться валками, специальными волокушами и др. Глубина их проникновения обычно невелика, но отдельные устройства рассчитаны на разрыхление осадка до 2/3 его высоты [107]. Для проведения приближенной оценки повышения интенсивности фильтрации при снятии верхней части осадка можно допустить, что зависимость удельного сопротивления осадка от толщины носит линейный характер. Это допущение весьма незначительно, если осадок имеет несжимаемую структуру. Соответственно, изменение влажности осадка по его толщине также может быть описано линейной зависимостью. В таком случае в условиях постоянного давления фильтрования снижение толщины осадка вызовет пропорцио200 нальное снижение его сопротивления, а значит, возрастет движущая сила процесса, что позволит удалять влагу из капилляров меньшего диаметра. В конечном итоге это вызовет снижение остаточной влажности осадка (рис. 2.19). а б Рис. 2.19. Изменение распределения давления фильтрования pi (а) и остаточной влажности W (б) при «мгновенном» уменьшении высоты слоя осадка hос. При фильтрации сжимаемых осадков уменьшение их толщины также вызовет рост движущей силы процесса, но при этом структура осадка уплотнится и рост движущей силы будет менее значительным. чем в первом случае. Тем не менее, этот метод признан более эффективным при фильтрации крупнокристаллических осадков с большой толщиной и весьма высокой сжимаемостью. Их преимущество заключается в простоте удаления верхнего слоя. Известно, что наиболее влажный осадок находится в непосредственной близости от перегородки. Его влажность стремится к влажности этого же осадка с полностью заполненными водой порами Wmax. Минимальная влажность наблюдается на верхней границе осадочного слоя Wmin. Функция влажности по толщине осадка имеет вид W Wmax (Wmax Wmin )hi / hос ; 0 hi hос , (2.25) где Wmax – максимальная влажность осадка, %; Wmin – минимально возможная влажность осадка, %; hос – исходная высота слоя hос = hк (см. рис. 2.19); hк – высота оставшегося слоя, м; hi – высота условного i-го слоя, м. 201 Среднюю влажность исходного осадка можно определить по формуле Whос hi W Wmin 1 hос Wmax max Wdhi hос 0 hос 2 (2.26) hi hос 0,5Wmax Wmin . hос 0 Влажность снимаемой верхней части осадка Wср будет равна hос (2.27) hi 1 Wср Wdhi hос hк h hос hк к (Wmax Wmin )hi hос Wmax 0,5Wmax Wmin hк 2hос 1 hк / hос Whос 0,5Wmax Wmin hк / hос , Wmax где hос–hк – толщина удаляемого слоя, м. Оставшемуся на перегородке осадку будет соответствовать иная функция распределения влажности по высоте Whк Wmax (Wmax Wmin )hi / hк ; 0 hi hк , (2.28) средняя влажность оставшегося осадка составит 1 hк (2.29) Wh (hi )dhi 0,5(Wmax Wmin ) Whос . hк 0 к В итоге может быть рассчитано значение окончательного влагосодержания получаемого продукта W. Сложив влагосодержания снятого слоя и слоя, оставшегося на перегородке после завершения фильтрации (W = W1 + W2) или h h W Wmin hк h W к Whос ос к Whос max hос hос 2 hос (2.30) Wmax Wmin hк hк 1 Whос . 2 hос hос Минимальная влажность суммарного продукта оценивается из условия W2 202 W Wmin Wmax Wmin hк dWп max 0. (2.31) 2 dhк 2 hос Так как оптимальная высота оставшегося слоя hкопт hос / 2 , то эффект от интенсификации составит W Wmin 3Wmax 5Wmin . Wкопт Whос max (2.32) 8 8 Численное значение, отвечающее Wкопт , следует рассматривать как минимально возможный эффект интенсификации. На практике возможен эффект снижения влажности не менее указанного расчетного значения. Описанный способ интенсификации процесса фильтрации технически может быть реализован на барабанных или ленточных фильтрах, при условии, если вакуумная система имеет резерв по производительности. В отсутствии такового от разрыхления слоя на стадии фильтрации следует ожидать менее значительного эффекта. Более рациональным конструктивным решением в данном случае будет использование рыхлителей при продувке осадка сушильным агентом. 203 БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 1. Баймаханов М.Т., Лебедев К.Б., Антонов В.Н., Озеров А.И. Очистка и контроль сточных вод предприятий цветной металлургии. М.: Металлургия, 1983. 192 с. 2. Милованов Л.В. Очистка сточных вод предприятий цветной металлургии. М.: Металлургия, 1971. 384 с. 3. Винницкий А.М. Контроль состава поверхностных и сточных вод переносными анализаторами и автоматическими станциями. М.: ЦБНТИ Минводхоза СССР, 1977. 36 с. 4. Клячко В.А., Апельцин И.Э. Очистка природных вод. М.: Стройиздат, 1971. 580 с. 5. Вахлер Б.Л. Водоснабжение и водоотведение на металлургических предприятиях: Справочник. М.: Металлургия, 1977. 28 с. 6. Антонов В.Н., Баймахов М.Т., Мищенко Г.Х. и др. Организация бессточной технологии производства на обогатительных фабриках цветной металлургии. М.: ЦНИИцветмет экономики и информации, 1980, ч. 2. с. 24. 7. Жуков А.И., Мопгайт И.Л., Родзиллер И.Д. Методы очистки производственных сточных вод: Справочное пособие. М.: Стойиздат, 1977. 204 с. 8. Яковлев С.В., Карелин Я.А., Ласков Ю.М., Воронов Ю.М. Очистка промышленных сточных вод. М.: Стройиздат, 1979. 320 с. 9. Справочник по обогащению руд. Подготовительные процессы. М.: Недра, 1982. 10. Справочник по обогащению руд. Основные процессы. М.: Недра, 1983. 11. Федоров А.В., Малиновская Т.А. Процессы разделения суспензий в неорганических производствах. Л.: Ленниигипрохим, 1978. 12. Баландин С.М. Фильтрование грубодисперсных материалов. – М.: Недра, 1988. 104 с. 13. Янтер О.В., Орлова Е.А., Кушнарева Н.И. и др. Руководство по отбору проб и производству анализов промышленных сточных вод цветной металлургии. М.: ЦНИИцветмет экономики и информации, 1973. 214 с. 14. Унифицированные методы анализа вод / Под ред. Лурье Ю.Ю. М.: Химия, 1973. 376 с. 15. Bakhmeteff B.A., Feodoroff N.V. Flow. througt granular media. // J. Appl. Mech. 1937. Vol. 4. № 3. P.A. 97-A-104. 204 16. Лева М. Псевдоожижение/Под ред. Н.И. Гельперина. Пер. с англ. М.: Гостоптехиздат, 1961. 400 с. 17. Ergun D. – Chem. Eng. Progr., 1952, v. 48, p. 89. 18. Ergun D., Orning A.A. – Ind. Eng. Chem., 1949, v. 41, p. 1179. 19. Великанов М.А. Динамика русловых потоков. Т. 1. Структура потока, М.: Гостехиздат, 1954. 323 с. 20. Протодьяконов И.О., Чесноков Ю.Г. Гидромеханические основы процессов химической технологии: Учебное пособие для вузов. – Л.: Химия, 1987. – 360 с., ил. 21. Бродский П.А., Фионов А.И., Тальнов В.Б. Опробование пластов приборами на кабеле. М.: Недра, 1987. – 208 с. 22. Минский Е.М. О турбулентности фильтрации в пористых средах // Вопросы добычи, транспорта и переработки природных газов. М.; Л.: Гостоптехиздат. 1951. с. 3-19. 23. Витков Г.А., Шерстнев С.Н. К расчету фильтрации и конвективного тепломассообмена в пористых средах // Деп. в ВИНИТИ 31.04.84 № 602-84 ДЕП (РЖ «Механика». 1984. № 5. 5Г320 ДЕП.). 24. Витков Г.А., Шерстнев С.Н., Григорьева Е.Б. О границах справедливости линейного закона фильтрации в пористых средах. Деп. в ВИНИТИ 17.07.82, № 3075-82 ДЕП. 25. Богоявленский Р.Г. Гидродинамика и теплообмен в высокотемпературных ядерных реакторах с шаровыми твэлами. М.: Атомиздат, 1978. 112 с. 26. Бернштейн P.С., Померанцев В.В., Шагалова С.А. Обобщенный метод расчета аэродинамического сопротивления загруженных сечений // Вопросы аэродинамики и теплопередачи в котельно-топочных процессах. М.; Л.: Госэнергоиздат, 1958. с. 267-289. 27. Литвинов Л.Е. Гидравлическое сопротивление слоя адсорбента // Химическое и нефтяное машиностроение. 1978. № 12. с. 1417. 28. Боришанский В. М. Сопротивление при движении воздуха через слой шаров // Вопросы аэродинамики и теплопередачи в котельно-топочных процессах. М.; Л.: Госэнергоиздат, 1958. с. 7076. 29. Ситенков В.Г. Гидродинамика стесненного обтекания частиц. Хим. и технолог. топлив и масел. 1978. № 8. с. 43-46. 30. Витков Г.А., Холпанов Л.П., Шерстнев С.Н. Гидравлическое сопротивление и тепломассообмен. М.: Наука, 1994. с 270. 205 31. Гидродинамическая теория фильтрации. Сб. науч. трудов / Под. ред. Пыхачева Г.Б. и др. Грозный: Чечено-ингуш. гос. ун-т, 1978. 103 с. 32. Хаппель Д.Ж., Бреннер Г. Гидродинамика при малых числах Рейнольдса. М.: Мир, 1976. 486 с. 33. Pfefferr R., Happel J. //Am. Inst. Chem. Eng. J. 1964. vol. 10, p. 505. 34. Pfeffer R. //Ind.Eng.Chem.Fund. 1964. Vol. 3. p. 380. 35. Kusik C.L. Happel J. // Und. Eng. Chem. Fund. 1962. vol.1. p.163. 36. Carberry Y.Y. //Am. Inst. Chem. Eng. J. I960. vol.6. p. 460. 37. Аэров М.Э.,Тодес O.M., Наринский Д.A. Аппараты со стационарным зернистым слоем. Л.: Химия, 1979. 176 с. 38. Мухин В.А., Смирнова Н.Н. Исследование процессов теплообмена при фильтрации в пористых средах. Новосибирск, 1978. – 28 с. 39. Панфилов М.Б., Панфилова И.В. Осредненные модели фильтрационных процессов с неоднородной внутренней структурой. М.: Наука, 1996. 383 с. 40. Витков Г.А., Шерстнев С.Н. Обобщение экспериментальных данных по гидродинамике и тепломассообмену в системах (межфазный тепло- и массоперенос в пористых средах) // Деп. в ВИНИТИ 15.10.81, № 4813-81 ДЕП. 41. Телегин А.С., Швыдкий В.С. Тепломассоперенос. М.: Металлургия, 1995. 400 с. 42. Васильев Л.Л., Танаева С.А. Теплофизические свойства пористых материалов. Минск: Наука и техника, 1971. 267 с. 43. Гидродинамика и фильтрация однофазных и многофазных потоков. / Под ред. Виноградова В.Н. и др. М.: Недра, 1972. 165 с. 44. Труды по теории фильтрации. // Под ред. проф. Тумашева Г.Г. Казань: изд. Казан. ун-та, 1958. 263 с. 45. Закиров С.Н. и др. Многомерная и многокомпонентная фильтрация. Справ. пособие. М.: Недра, 1988. 334 с. 46. Математические методы исследования фильтрации и массопереноса. Сб. науч. тр. Киев: ИМ, 1984. 142 с. 47. Жужиков В.А. Фильтрование: Теория и практика разделения суспензий. 4-е изд. М.: Химия, 1980. 398 с. 48. Митра С., Орчард Г., Темеш Г. и др. Современная теория фильтров и проектирование. М.: «Мир», 1977. 560 с. 49. Романков П.Г., Курочкина М.И. Гидромеханические процессы химической технологии. – изд. 2., перераб. и доп. Л.: Химия, 1974, 257 с. 206 50. Кочина П.Я. Гидродинамика и теория фильтрации. М.: Наука, 1991. 351 с. 51. Бренер А.В. Фильтрование. Л.: Ленниигипрохим, 1975. 325 с. 52. Олейник А.Я. Теория и расчеты фильтрации. Сб науч. тр. АН СССР, Ин-т гидромеханики. Киев: Наукова думка. 1980. 53. Фильтрация газа и движение многофазных сред. Сб. статей. Отв. ред. Кабулов В.С. Ташкент: «Фан», 1967. 76 с. 54. Shirato M. e. a. – Chem. Eng. (Japan), 1956, v. 20, № 12, p. 678; 1959, v. 23, № 1, p. 11; № 4, p. 226; 1965, v. 29, № 12, p. 1007; 1967, v. 31, p. 359; Am. Inst. Chem. Eng. J., 1969, v. 15, p. 405; 1964, v. 10, p. 61; J. 55. Романков П.Г., Курочкина М.И. Гидромеханические процессы химической технологии. – изд. 2., перераб. и доп. Л.: Химия, 1974, 257 с. 56. Фильтрование тонкозернистой шламистой пульпы медного концентрата на обогатительной фабрике Уайт Пайн (США). // Eng. and Mining J. Реф. ц.м. №2644. № 12 с. 104-106. 57. Георгиевский В.Б. Унифицированные алгоритмы для определения фильтрационных параметров. Справочник. Киев: Наукова думка, 1971. 328 с. 58. Фильтрационные исследования и расчеты. Сб. статей. Отв. ред. Розовский И.Л. Киев: Наукова думка, 1967. 74 с. 59. Комаровский А.А. // Труды Новочеркасского политехнического института. – Химчасть, 1950, вып. 20, с. 3; Ярощевская Н.В., Накорчевская В.Ф. – ЖПХ, 1981, т. 54, № 5, с. 1103. 60. Lawrie W. B. Conference on Clean Air. Mech. Eng., L., 1957; Ситницкий Г.Л., Ильченко А.В. – ЖПХ, 1981, т. 54, № 2, с. 318; № 5, с. 1099; Ситницкий Г.Л., Ильченко А.В., Адамов Р.Г. – ЖПХ, 1981, т. 54, № 2, с. 445; Мальгин А.Д., Корсаков В.П. – Хим. и нефт. машиностр., 1973, № 4, с. 5. 61. Щелкачев В.Н. Основы и приложения неустановившейся теории фильтрации. В 2-х частях. М.: Нефть и газ. 1995. 586 с. 62. Баландин С.М. Фильтрование грубодисперсных материалов. М.: Недра, 1988, 104 с. 63. Синтетические высокомолекулярные флокулянты как осветлители суспензии и ускорители фильтрации. М.: Недра, 1962. 39 с. 64. Голубев И.Ф. Вязкость газов и газовых смесей, 1959, Физматгиз. 65. Теплофизические свойства веществ. Под ред. Н.Б. Варгафотика, М.: Госэнергоиздат, 1956. 66. Михеев М.А. Основы теплопередачи. М.: Госэнергоиздат, 1956. 207 67. Чернобыльский И.И., Бондарь А.Г., Гаевский Б.А. и др. Машины и аппараты химических производств. Основы теории и расчета. Киев: Машгиз, 1961. 68. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу «Процессы и аппараты химической технологии», Госхимиздат, 1959. 69. Цибаровский Я. Процессы химической технологии, Госхимиздат, 1958. 70. Жужиков В.А. Способы определения удельного сопротивления осадка при фильтровании при постоянной разности давлений. «Химическое машиностроение», 1960, № 2. 71. Беннет К.О., Майерс Д.Е. Гидродинамика, теплообмен и массообмен. М.: Недра, 1966. 72. Фортье А. Механика суспензий. М.: Мир, 1971. 73. Мешенгиссер М.Я. К вопросу о промывке осадка на фильтре, «Химическое машиностроение», 1960, № 3. 74. Берд Р., Стюарт В., Лайтфут Е. Явления переноса. М.: Химия, 1974. 75. Белоглазов И.Н., Тихонов О.Н., Голубев В.О. // Оптимизация процессов разделения суспензий с использованием прессфильтров компании Larox Oy. (Записки Горного института. Т. 147). СПб: СПГГИ, 2001. 76. Брайнес Я.М. Процессы и аппараты химических производств. Госхимиздат, 1947. 77. Тюфтин Е.П. Промывка гидрометаллургических пульп. М.: Металлургия, 1979. 78. Tiller F.M., Lioyd P.J. Theory and practice of solid-liquid separation. – “Dep. of Chem. Eng.”, “Uniw Houston”, Tehas, 1972. 79. Брук О.Л. Оценка эффективности процессов промывки осадков. – Теоретические основы химической технологии, 1969. т.3., № 6. 80. Процессы промывки осадков М.: Недра, 1973. 81. Кио М., Barrett E.C. Continious filter cake washing performance. – “A. I. Ch. E. Journal”, 1970, v. 16, № 4. 82. Дытнерский Ю.И. Процессы и аппараты химической технологии: Массообменные процессы и аппараты. Учебник для вузов. Часть 2. М.: Химия, 1992. 83. Теплофизические свойства веществ. Под ред. Варгафтика Н.Б.. Госэнергоизат, 1956. 84. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. Машгиз, 1957. 208 85. Филоненко Г.К., Лебедев П.Д. Сушильные установки, Госэнегоиздат, 1952. 86. Лебедев П.Д., Щукин А.А. Промышленная теплотехника. Госэнергоиздат, 1956. 87. Лыков А.В. Теория сушки. Госэнергоиздат, 1950. 88. Попов В.Д. О теплопередаче при конденсаци пара на горизонтальной поверхности. Труды КТИПП, вып. 11, 1951. 89. Таблицы термодинамических свойств воды и водяного пара. М.Л.: Госэнергоиздат, 1958. 90. Лыков А.В. Тепло- и массообмен в процессах сушки, Госэнергоиздат, 1956. 91. Михеев М.А. Основы теплопередачи, Госэнергоиздат, 1956. 92. Шпанов Н.В. Фильтры непрерывного действия, Машгиз. 1949. 93. Цибаровский Я. Процессы химической технологии, Госхимиздат, 1958. 94. Лейчкис И.М. Фильтрование с применением вспомогательных веществ. Киев: Технiка, 1975. 95. Стрельцов В.В. Расчет оптимального режима работы фильтров периодического действия, «Химическая промышленность», 1955, № 5. 96. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М., 1974. 97. Малиновская Т.А. Разделение суспензий в промышленности органического синтеза. М.: Химия, 1971. 98. Дерягин Б.В., Захарова Н.Н., Лапшина А.М. Исследования в области поверхностных сил. М.-Л.: Изд. АН СССР, 1961. 99. Каминский В.С., Классен В.И., Соколов М.С. Влияние магнитной обработки пульпы в сочетании с реагентамиинтенсификаторами на фильтрование угольной мелочи. - Труды ИОТТ, Т.1., 1976. 100. Ройтер И., Крефельд Ф. Полимерный синтетические флокулянты и их применение при обогащении минерального сырья. - Глюкауф, №2, 1976. 101. Каминский В.С., Барбин М.Б., Долина Л.Ф. Интенсификация процессов обезвоживания. М.: Недра, 1982. 102. Ройтер И., Лемке К. Обезвоживание каменноугольного шлама с помощью пара на фильтре системы «Фест», работающем под давлением. - Глюкауф, № 25, 1983. 103. Аленький А.Ф., Ефанов Л.Н., Зубаев В.Е. Магнитная обработка интенсифицирует процесс фильтрации гидратов окислов тяжелых металлов промстоков. - Цветные металлы, № 9, 1980. 209 104. Классен В.И. Омагничивание водных систем. М.: Химия, 1982. 105. Еремин Ю.Г., Денисов Г.А., Штерн М.Д. О перспективах использования воздействий вибрационных и аккустических колебаний на процесс флотации. - Обогащение руд, № 3, 1981. 106. Федотов А.М., Денисов Г.А. / Устройство для интенсификации обезвоживания концентратов на барабанных фильтрах (А.с. 206460). Опубл. в Б.И., № 1, 1968. 107. Кабалдин Г.С., Кучко Т.В., Тюриков В.Ф. / Способ обезвоживания осадка на вакуум-фильтре и устройство для его осуществления (А.с. 719668). Опубл. в. Б.И., № 9, 1980. 108. Поспелов Ф.М. Расчет влажности при обезвоживании осадка отжимным валком. - Химическое и нефтное машиностроение, № 2, 1976. 109. Саградян А.Л., Крангачев Б.Г. Физико-химические методы исследования флотационного процесса. Научные труды Армнипроцветмет. Теоретические представления, методы исследований, Ереван: Айастан, ч.1., 1980. 210
